perilaku inelastik struktur gedung stag- gered...

TESIS RC14-2501

PERILAKU INELASTIK STRUKTUR GEDUNG STAG-GERED TRUSS FRAMING DENGAN REDUCED BEAM SECTION PADA ELEMEN VIERENDEEL DEN-GAN VARIASI JUMLAH LANTAI MENGGUNAKAN ANALISA NONLINIER BEBAN DORONG

MUHAMMAD FARID NURUL IMAN 3111202904 DOSEN PEMBIMBING Endah Wahyuni, S.T., M.Sc., Ph.D. Data Iranata S.T., M.T., Ph.D. PROGRAM MAGISTER BIDANG KEAHLIAN STRUKTUR JURUSAN TEKNIK SIPIL FAKULTAS TEKNIK SIPIL DAN PERENCANAAN INSTITUT TEKNOLOGI SEPULUH NOPEMBER SURABAYA 2017

THESIS RC14-2501

INELASTIC BEHAVIOR OF STAGGERED TRUSS FRAMING WITH A REDUCED BEAM SECTION ON A VIERENDEEL ELEMENT ON VARIOUS NUMBER OF FLOORS USING A NONLINEAR PUSH OVER ANALYSIS

MUHAMMAD FARID NURUL IMAN 3111202904 SUPERVISOR Endah Wahyuni, S.T., M.Sc., Ph.D. Data Iranata S.T., M.T., Ph.D. PROGRAM MAGISTER BIDANG KEAHLIAN STRUKTUR JURUSAN TEKNIK SIPIL FAKULTAS TEKNIK SIPIL DAN PERENCANAAN INSTITUT TEKNOLOGI SEPULUH NOPEMBER SURABAYA 2017

iii

PERILAKU INELASTIK STRUKTUR GEDUNG STAGGERED TRUSS FRAMING DENGAN REDUCED BEAM SECTION PADA ELEMEN

VIERENDEEL DENGAN VARIASI JUMLAH LANTAI MENGGUNAKAN ANALISA NONLINIER BEBAN DORONG

Nama : Muhammad Farid Nurul Iman NRP : 3111202904 Dosen Pembimbing : 1. EndahWahyuni, S.T., M.Sc., Ph.D.

2. Data Iranata, S.T., M.T., Ph.D.

ABSTRAK

Sistem staggered truss framing (STF) merupakan salah satu sistem struktur

alternatif tahan gempa. Keunggulan dari sistem ini yang bisa dimanfaatkan, yaitu konsep penempatan kolom eksterior saja dan tata letak yang selang-seling tiap lantai yang menyediakan spasi ruangan yang cukup luas. Sistem ini juga menggunakan material baja yang sifatnya mempunyai banyak keunggulan untuk sistem struktur tahan gempa. Selain itu dengan komponen-komponen strukturnya yang didapat dari proses fabrikasi (precast) membuat waktu konstruksi menjadi yang lebih cepat. Oleh karena itu, sistem staggered truss framing (STF) ini sesuai untuk konstruksi bangunan hunian massal yang bersifat tipikal dan simetris seperti apartemen, hotel, dormitory, dan kondominium. Terutama di Negara Indonesia, yang sekarang ini memprioritaskan konstruksi hunian massal secara vertikal karena keterbatasan lahan. Selain itu juga Indonesia merupakan wilayah yang berpotensi gempa yang cukup tinggi.

Pada sistem staggered truss framing (STF) terdapat elemen vierendeel panel yang biasanya digunakan sebagai koridor jalan penghubung antar ruangan. Elemen vierendeel panel memiliki peranan penting dalam mekanisme keruntuhan pada sistem Staggered Truss Frame (STF). Studi ini bertujuan untuk mengetahui pengaruh Reduced Beam Section (RBS) pada elemen vierendeel panel terhadap perilaku inelastik gedung STF berdasarkan analisa beban gempa.

Sistem STF diaplikasikan sebagai gedung perkantoran pada daerah gempa tinggi dan tanah keras dengan variasi 4, 6, dan 10 lantai. Konfigurasi struktur vierendeel menggunakan nilai perbandingan lebar vierendeel dan jarak antar vertical truss sebesar 1,6. Sistem struktur yang digunakan yaitu sistem Special Moment Resisting Frame (SMRF) pada arah longitudinal (B-T) dengan faktor gempa 8, dan sistem STF pada arah transversal (U-S) dengan faktor gempa 7. Analisa yang digunakan yaitu analisa nonlinier beban dorong (pushover).

Dengan adanya RBS menunjukkan bahwa dengan bertambahnya jumlah lantai, nilai daktilitas struktur meningkat di kedua arah U-S (portal STF) dan arah B-T (portal SMRF). Energi disipasi yang mampu diserap juga meningkat terutama pada arah U-S. Mekanisme keruntuhan struktur terjadi pelelehan pertama kali pada vierendeel panel, kemudian diikuti oleh diagonal dan vertical truss serta chord di sekitar vierendeel panel dengan kondisi kritis masih pada tingkat immediate occupancy dan life safety.

iv

Kata kunci: reduced beam section , staggered truss framing , special moment resisting frame , vierendeel panel, truss, pushover.

v

INELASTIC BEHAVIOR OF STAGGERED TRUSS FRAMING WITH A REDUCED BEAM SECTION ON A VIERENDEEL ELEMENT ON

VARIOUS NUMBER OF FLOORS USING A NONLINEAR PUSH OVER ANALYSIS

Name : Muhammad Farid Nurul Iman Student Number : 3111202904 Supervisor : 1. EndahWahyuni, S.T., M.Sc., Ph.D.

2. Data Iranata, S.T., M.T., Ph.D.

ABSTRACT

Staggered truss framing system (STF) is one alternative for earthquake

proof structural system. The advantage of this system is the concept of exterior column placement and criss-crossed layout on every floor which provides a relatively bigger floor space. This system also uses steel as a material where its characteristics has many advantages for earthquake proof structural systems. Other than that, with its structural components which can be fabricated (pre-cast) this method reduces time of construction. Therefore, this staggered truss framing (STF) system is perfect for mass residential construction which are typical and symetrical such as apartments, hotels, dormitories, and condominium. It is especially beneficial for Indonesia which is currently prioritizing the construction of such vertical residential buildings due to a decrease of land availability. Other than that, Indonesia is situated in an area with a relatively high earthquake potential.

In the staggered truss framing system (STF) there are structure elements called vierendeel panel which is usually used as a corridor that connecting all accesses between room. Vierendeel element panel has an important role in the mechanism of the collapse process of the system Staggered Truss Frame (STF). This study aims to determine the effect of Reduced Beam Section (RBS) on a panel vierendeel element of the inelastic behavior of STF based on seismic loads analysis.

This thesis will study the effects of reduced beam section on the vierendeel towards the behavior of STF inelastic system due to seismic loads. The configuration of the vierendeel uses the ratio value between width of vierendeel and distance between vertical truss of 1,6. STF system is applied on structures with a variation of 4 floors, 6 floors, and 10 floors. STF system applied on the tranversal side (North – South) with seismic factor of 7, whilst for the longitudinal direction (West –East) uses Special Moment Truss Moment system with seismic factor of 8. Behavioral evaluation will use nonlinear push over analysis

With the RBS on vierendeel panel showed that by increasing the number of floors, the ductility increased in both directions, the direction N-S (STF system) and the direction W-E (SMRF system). The dissipation energy that can be absorbed also increased, especially in the direction of the N-S. The mechanism of

vi

structural collapse occurs first yielding at vierendeel panel, followed by diagonal and vertical truss and chord around vierendeel panel with critical conditions are still at the level of immediate occupancy and life safety. Key Words: Reduced Beam Section, vierendeel, Staggered Truss Frame, Special

Moment Resisting Frame, ductility, nonlinear pushover analysis.

vii

KATA PENGANTAR

Puji syukur dan terima kasih kepada Allah SWT atas segala petunjuk-Nya

yang memberikan kemudahan dan kelancaran sehingga tesis ini dapat

terselesaikan dengan baik. Studi yang berjudul “Perilaku Inelastik Stuktur Gedung

Staggered Truss Framing dengan Reduced Beam Section pada Elemen Vierendeel

dengan Variasi Jumlah Lantai Menggunakan Analisa Nonlinear Beban Dorong”

ini merupakan studi pengembangan sistem struktur baja tahan gempa di Indonesia.

Penelitian dan penulisan tesis ini disadari dapat selesai karena berkat bantuan,

bimbingan dan dorongan dari berbagai pihak baik secara langsung maupun tidak

langsung. Oleh sebab itu, dengan segala kerendahan hati penulis mengucapkan

banyak terima kasih kepada;

1. Kedua orang tua saya, Ibu dan alm. Bapak tercinta, yang selalu memberi doa,

motivasi, dan semua yang saya butuhkan yang begitu luar biasa besar. I love

You.

2. Ibu Endah Wahyuni, S.T., M.Sc., Ph.D dan Bapak Data Iranata, S.T., M.T.,

Ph.D. selaku dosen pembimbing yang memberi banyak arahan dan wawasan

serta waktu bimbingan kapanpun di saat saya membutuhkan. Dan juga yang

telah memberi kesempatan terakhir untuk melanjutkan kembali studi magister

ini.

3. Saudara-saudara saya, Ning Erna & keluarga, Mas Fery & keluarga, Mas

Finky, Ning Fida, dan Mas Ucup. Serta Keponakan-keponakan Evan, Avira,

Aufa dan Risa yang selalu membahagiakan.

4. Anidya Fildzah Shabrina yang selalu memberi dukungan dan semangat yang

tiada henti-hentinya kapanpun dan dimanapun saja. Yang selalu bersedia

meluangkan waktu untuk menemani menyelesaikan studi ini.

5. Gunawan Wibisono, S.T., Fitri Hardiyanti, S.T. M.T. dan keluarga besar S-

51, atas semua bantuan, kerjasama, kebersamaan, motivasi, dukungan, dan

kritikan yang selalu mengalir.

viii

6. Ketiga almarhum teman angkatan luar biasa saya, Anggadya, Rizky BF, dan

Fatih, atas inspirasi, totalitas, dan perjuangan yang selalu menjadi motivasi

saya.

7. Om dan Tante Budi, atas semua dukungan, bantuan, arahan, inspirasi, dan

pembelajaran yang luar biasa.

8. Seluruh karyawan Jurusan Teknik Sipil FTSP-ITS atas kerjasamanya,

9. Semua pihak lain yang tak tersebutkan yang senantiasa membantu saya.

ix

DAFTAR ISI

HALAMAN JUDUL

LEMBAR PENGESAHAN ................................................................................... i

ABSTRAK ............................................................................................................ iii

KATA PENGANTAR ......................................................................................... vii

DAFTAR ISI ......................................................................................................... ix

DAFTAR GAMBAR .......................................................................................... xiii

DAFTAR TABEL ............................................................................................. xvii

DAFTAR LAMPIRAN ...................................................................................... xix

BAB I PENDAHULUAN

1.1 Latar Belakang ......................................................................................... 1

1.2 Perumusan Masalah ................................................................................. 4

1.3 Tujuan ...................................................................................................... 4

1.4 Batasan Masalah ...................................................................................... 5

1.5 Manfaat .................................................................................................... 5

BAB II TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Sistem Staggered Truss Framing ............................................................ 7

2.2 Komponen – komponen dari Sistem Staggered Truss Framing ........... 10

2.2.1 Kolom ........................................................................................... 10

2.2.2 Truss ............................................................................................. 11

2.2.3 Spandrel beam .............................................................................. 11

2.2.4 Pelat lantai .................................................................................... 12

2.3 Perilaku Inelastik Akibat Beban Gempa ............................................... 13

2.4 Reduced Beam Section (RBS) ................................................................ 19

2.5 Analisis Nonlinier Statik Beban Dorong (Nonlinier Static Pushover

Analysis) ................................................................................................ 24

2.6 Tingkat Kinerja Bangunan..................................................................... 26

BAB III METODOLOGI

3.1 Umum .................................................................................................... 29

x

3.2 Bagan Alir Pengerjaan Tesis ................................................................. 29

3.3 Penjelasan Bagan Alir Pengerjaan Tesis ............................................... 31

3.3.1 Studi Literarur ............................................................................. 31

3.3.2 Perencanaan respon spektrum desain .......................................... 31

3.3.3 Perencanaan Data-data Teknis Gedung ....................................... 34

3.3.4 Pemodelan Struktur ..................................................................... 34

3.3.5 Pembebanan ................................................................................. 45

3.3.6 Analisa Struktur ........................................................................... 46

3.3.7 Kontrol Kekuatan Penampang ..................................................... 46

3.3.8 Perencanaan Base Plate ............................................................... 51

3.3.9 Kontrol Simpangan Struktur ........................................................ 53

3.3.10Analisis Nonlinier Statik Beban Dorong .................................... 54

3.3.11Evaluasi Kinerja Struktur ............................................................ 54

3.3.12Kesimpulan ................................................................................. 57

3.4 Jadwal Pengerjaan Tesis ....................................................................... 58

BAB IV ANALISA REDUCED BEAM SECTION (RBS)

4.1 Prosedur Desain Reduced Beam Section (RBS) ................................... 61

4.2 Desain Balok RBS Radius Cut ............................................................. 61

4.2.1 Perhitungan Desain Balok RBS Radius Cut ................................ 62

4.2.2 Perhitungan Kapasitas Balok Reduced Beam Section ................ 63

4.3 Pemodelan Hinges Properties Elemen Vierendeel................................ 65

BAB V PEMODELAN DAN PERENCANAAN STRUKTUR

5.1 Respon Spektrum Desain Berdasarkan SNI 03-1726-2012 .................. 69

5.1.1 Penentuan koefisien situs Fa dan Fv ........................................... 69

5.1.2 Perhitungan nilai SMS dan SM1 ..................................................... 69

5.1.3 Perhitungan nilai SDS dan SD1 ...................................................... 69

5.1.4 Perhitungan nilai T0 dan TS ......................................................... 70

5.1.5 Perhitungan nilai Sa ..................................................................... 70

5.1.6 Respon spektrum Kota Yogyakarta ............................................. 70

5.2 Pemodelan Struktur Staggered Truss Framing (STF) ........................... 71

xi

5.2.1 Data - data teknis gedung ............................................................. 71

5.2.2 Pembebanan ................................................................................. 72

5.2.3 Pemodelan gedung STF1 ............................................................. 74



5.3 Kontrol Kekuatan Elemen Penampang ................................................. 92

5.4 Desain Sendi Plastis Balok, Kolom dan Bracing untuk Analisis

Nonlinier ................................................................................................ 92

BAB VI HASIL PENELITIAN DAN PEMBAHASAN

6.1 Pembahasan Hasil Analisis Gedung STF 1 ........................................... 97

6.1.1 Kontrol jumlah ragam, gaya geser dasar dan simpangan gedung

STF1 ............................................................................................. 97

6.1.2 Hasil analisis nonlinier beban dorong gedung STF1 ................. 101

6.2 Pembahasan Hasil Analisis Gedung STF 2 ......................................... 106


STF2 ........................................................................................... 106


6.3 Pembahasan Hasil Analisis Gedung STF 3 ......................................... 115


STF3 ........................................................................................... 115


6.4 Perbandingan Hasil Analisis antar Gedung STF ................................. 125

6.4.1 Perbandingan simpangan antar gedung STF .............................. 125

6.4.2 Perbandingan analisis nonlinier beban dorong ........................... 128

BAB VII KESIMPULAN DAN SARAN

7.1 Kesimpulan .......................................................................................... 133

7.2 Saran .................................................................................................... 134

DAFTAR PUSTAKA ......................................................................................... 135

LAMPIRAN ........................................................................................................ 137

BIOGRAFI PENULIS ....................................................................................... xxi

xii

“Halaman ini sengaja dikosongkan”

xiii

DAFTAR GAMBAR Gambar 2.1 Sistem Staggered Truss Framing (Chao, 2011) ............................. 7

Gambar 2.2 Pola pergantian truss pada system struktur (Setiyarto, 2007) ........ 8

Gambar 2.3 Contoh Denah Sistem Staggered Truss Framing (Setiyarto,2007)9

Gambar 2.4 Elemen kolom (Hassler, 1986) ..................................................... 10

Gambar 2.5 Sistem Lantai dengan Pelat Pracetak Beton Berongga (Wexler

dan Lin, 2003) .............................................................................. 12

Gambar 2.6 Kurva Histeritik Pengujian Staggered Truss Framing Akibat Low

Cyclic Loading (Zhou dkk, 2009dalam Tethool, 2013) ............... 14

Gambar 2.7 Kurva Pushover Pemodelan Struktur 4 Lantai (Kim dan Lee,

2006) ............................................................................................ 15

Gambar 2.8 Kurva Pushover Pemodelan Struktur 10 Lantai(Kim dan Lee,

2006) ............................................................................................ 16

Gambar 2.9 Kurva Pushover Pemodelan Struktur 30 Lantai (Kim dan Lee,

2006) ............................................................................................ 16

Gambar 2.10 Lokasi Terbentuknya Sendi Plastis pada Sistem Staggered Truss

Framing gedung 4 lantai (Kim dan Lee, 2006) ........................... 16


Framing gedung 10 lantai (Kim dan Lee, 2006).......................... 17

Gambar 2.12 Lokasi Terbentuknya Sendi Plastis pada a. STF1, b. STF2, dan c.

STF3 (Tethool, 2013) ................................................................... 18

Gambar 2.13 Lokasi Terbentuknya Sendi Plastis pada a. STF4 dan b. STF5

(Tethool, 2013) ............................................................................. 18

Gambar 2.14 Konsep Dogbone (Plumier, 1990 dalam Juniazhar, 2012) .......... 19

Gambar 2.15 Bentuk-bentuk Reduced Beam Section (RBS) (Plumier, 1990

dalam Juniazhar, 2012) ................................................................ 20

Gambar 2.16 Geometri Reduced Beam Section (RBS) bentuk Radius Cut

(FEMA 350[1] dalam Juniazhar, 2012) ....................................... 21

Gambar 2.17 Konsep pengetesan D.T. Pachoumis et al. (2009) ....................... 23

Gambar 2.18 Hasil penelitian Pachoumis et al. (2009) pada daerah RBS ......... 23

xiv

Gambar 2.19 Penentuan Titik Kinerja Menurut Metode Spektrum Kapasitas

(ATC40,1996) ............................................................................. 26

Gambar 2.20 Tingkat Kinerja Bangunan (FEMA, 2000 dalam Tethool, 2013) 27

Gambar 3.1 Bagan Alir Pengerjaan Tesis ....................................................... 30

Gambar 3.2 SS, Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan Risiko-

Tersesuaikan (SNI 03-1726-2012) .............................................. 31

Gambar 3.3 S1, Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan Risiko-

Tersesuaikan (SNI 03-1726-2012) .............................................. 32

Gambar 3.4 Denah Lantai 1............................................................................. 35



Gambar 3.7 Denah Lantai 4 dan seterusnya .................................................... 36

Gambar 3.8 Model Gedung STF 1 .................................................................. 37

Gambar 3.9 Denah Kolom Lantai 1 Gedung STF 1 ........................................ 37

Gambar 3.10 Denah Balok dan Kolom Lantai 2 Gedung STF 1....................... 38



Gambar 3.13 Letak RBS yang direncanakan .................................................... 39

Gambar 3.14 Geometri RBS Bentuk Radius Cut .............................................. 41

Gambar 3.15 Define Properties Elemen Vierendeel yang direduced................ 41

Gambar 3.16 Input Beban Kurfatur X dan Y .................................................... 42

Gambar 3.17 Output Extract ............................................................................. 42



Gambar 3.20 Kurva Hubungan Beban dengan Perpindahan ............................. 55

Gambar 4.1 Model penelitian dan profil momen seismic ............................... 63

Gambar 4.2 Hinges Properties Elemen Vierendeel (PM3) ............................. 66

Gambar 4.3 Hinges Properties Elemen Spandrel Beam (M3) ....................... 67

Gambar 5.1 Respon Spektrum Desain Kota Yogyakarta sesuai SNI 1726 –

2012 ............................................................................................. 70

Gambar 5.2 Pemodelan Gedung STF1 ............................................................ 74

Gambar 5.3 Distribusi Gaya Lateral Tiap Lantai Gedung STF1 .................... 80

xv


Gambar 5.5 Distribusi Gaya Lateral Tiap Lantai Gedung STF2 ..................... 86


Gambar 5.7 Distribusi Gaya Lateral Tiap Lantai Gedung STF3 ..................... 92

Gambar 5.8 Kriteria Penerimaan untuk Analisis Nonlinier (FEMA, 2000) .... 93

Gambar 6.1 Perbandingan Total Drift Gedung STF1 ................................... 100

Gambar 6.2 Perbandingan Inter Story Drift Gedung STF1 ........................... 101

Gambar 6.3 Kurva Kapasitas Struktur Gedung STF1 Arah B-T ................... 101

Gambar 6.4 Kurva Kapasitas Struktur Gedung STF1 Arah U-S ................... 102

Gambar 6.5 Performance Point Gedung STF1 Arah B-T ............................. 103

Gambar 6.6 Performance Point Gedung STF1 Arah U-S ............................. 104

Gambar 6.7 Mekanisme Keruntuhan Gedung STF2 Arah B-T ..................... 105

Gambar 6.8 Mekanisme Keruntuhan Gedung STF2 Arah U-S ..................... 106

















Gambar 6.25 Perbandingan Total Drift untuk Arah B-T dan U-S ................... 126

Gambar 6.26 Perbandingan Inter Story Drift untuk Arah B-T dan U-S .......... 127

Gambar 6.27 Perbandingan Kurva Kapasitas Struktur untuk Arah B-T ......... 128

xvi

Gambar 6.28 Perbandingan Kurva Kapasitas Struktur untuk Arah U-S ......... 129

Gambar 6.29 Perbandingan Daktilitas Tiap Model Gedung STF ................... 129

Gambar 6.30 Perbandingan Gaya Dasar dan Perpindahan STF 2 Tanpa dan

Dengan RBS .............................................................................. 131

xvii

DAFTAR TABEL Tabel 2.1 Karakteristik Geometri Reduced Beam Section (RBS) ........................ 21

Tabel 3.1 Klasifikasi Situs................................................................................... 32

Tabel 3.2 Koefisien Situs Fa ............................................................................... 33

Tabel 3.3 Koefisien Situs Fv ............................................................................... 33

Tabel 3.4 Konfigurasi Komponen Struktur Model Gedung STF 1 ..................... 39



Tabel 3.7 Parameter Pemodelan dan Kriteria Penerimaan untuk Analisis

Nonlinier pada Komponen Struktur Baja ............................................ 56


Nonlinier pada Komponen Struktur Baja (Lanjutan) .......................... 57

Tabel 3.9 Jadwal Pengerjaan Tesis...................................................................... 59

Tabel 4.1 Batasan geometri RBS (FEMA 350 [1] / 351 [12]) ............................ 61

Tabel 5.1 Perhitungan Berat Lantai 2 untuk Gedung STF1 ................................ 75

Tabel 5.2 Perhitungan Berat Lantai 3 hingga Lantai 4 untuk Gedung STF1 ...... 75

Tabel 5.3 Perhitungan Berat Lantai Atap untuk Gedung STF1 .......................... 76

Tabel 5.4 Perhitungan Distribusi Gaya Lateral Statik Ekivalen Gedung STF1 .. 79


Tabel 5.6 Perhitungan Berat Lantai 3 hingga Lantai 6 untuk Gedung STF2 ...... 82




Tabel 5.10 Perhitungan Berat Lantai 3 hingga Lantai 10 untuk Gedung STF3 .... 88




Nonlinier pada Komponen Struktur Baja ............................................ 94


Nonlinier pada Komponen Struktur Baja (Lanjutan) .......................... 95

Tabel 6.1 Hasil Analisis Partisipasi Massa Gedung STF1 .................................. 97

xviii

Tabel 6.2 Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Dinamis Respon

Spektrum untuk Gedung STF1 ........................................................... 99

Tabel 6.3 Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Statik Ekivalen untuk

GedungSTF1 ....................................................................................... 99

Tabel 6.4 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF1 ................................. 102

Tabel 6.5 Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF1 Arah B-T ... 104

Tabel 6.6 Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF1 Arah U-S ... 105

Tabel 6.7 Hasil Analisis Partisipasi Massa Gedung STF2 ............................... 107


Spektrum untuk Gedung STF2 ......................................................... 108


Gedung STF2 .................................................................................... 108




Tabel 6.13 Hasil Analisis Partisipasi Massa Gedung STF3 ............................... 116


Spektrum untuk Gedung STF3 ......................................................... 117


GedungSTF3 ..................................................................................... 118




Tabel 6.19 Performence Point Arah B-T............................................................ 130

Tabel 6.20 Performence Point Arah U-S............................................................ 130

Tabel 6.21 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF2 Tanpa RBS ............. 130

Tabel 6.22 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF2 Dengan RBS ........... 130

xix

DAFTAR LAMPIRAN Lampiran 1 Gambar Denah Lantai Dasar ...................................................... 137

Lampiran 2 Gambar Denah Lantai 2 ............................................................. 138

Lampiran 3 Gambar Denah Lantai 3 ............................................................. 139

Lampiran 4 Gambar Denah Lantai 4 dan Seterusnya .................................... 140

Lampiran 5 Gambar Model Gedung STF1 Arah U-S ................................... 141

Lampiran 6 Gambar Model Gedung STF1 Arah B-T ................................... 142





Lampiran 11 Gambar Konfigurasi RBS .......................................................... 147

Lampiran 12 Gambar Letak RBS pada Vierendeel Panel ............................... 148

Lampiran 13 Kontrol Penampang Gedung STF1 ............................................ 149



Lampiran 16 Perencanaan Baseplate ............................................................... 159

Lampiran 17 Data Tanah ................................................................................. 165

xx


1

BAB 1

PENDAHULUAN

1.1 Latar Belakang

Seiring dengan berkembangnya regulasi perekonomian di Indonesia,

masyarakat dituntut untuk melakukan mobilisasi pekerjaan yang cukup tinggi.

Mobilisasi ini membutuhkan fasilitas pendukung yang cukup memadai. Salah

satunya yaitu gedung perkantoran. Yang dewasa ini sangat dibutuhkan di dalam

kota-kota besar. Dengan padatnya lokasi perkotaan dengan luas lahan yang

terbatas, maka menjadi sebuah kebutuhan untuk melakukan pembangunan gedung

secara vertical dengan variasi jumlah lantai gedung.

Salah satu resiko dari struktur gedung tinggi adalah harus resistant terhadap

beban lateral terutama beban gempa. Indonesia sendiri merupakan salah satu

Negara yang sangat rawan terjadi gempa bumi di dunia karena Indonesia terletak

pada lempeng tektonik terbesar di dunia. Tepatnya pada pertemuan tiga lempeng

tektonik, yaitu Lempeng Indo-Australia, Lempeng Eurasia, dan Lempeng Pasifik

(Wahyuni dan Tethool, 2014). Sehingga diperlukan desain sistem struktur high

rise building yang dapat bertahan dan melindungi penghuninya dari risiko bahaya

gempa.

Struktur baja merupakan salah satu sistem struktur yang baik pada daerah

rawan gempa, karena material baja mempunyai sifat yang unik dibandingkan

material struktur yang lainnya, yaitu daktilitas dan kekuatan yang tinggi. Beberapa

sistem struktur baja pemikul beban gempa pada gedung bertingkat yang sering

digunakan saat ini antara lain: Moment Resisting Frame (MRF), Concentricaly

Braced Frame (CBF), Eccentrically Braced Frame (EBF). Namun ketiga sistem

struktur tersebut memiliki keterbatasan dalam memenuhi kebutuhan bentang /

jarak antar kolom yang sangat lebar, khususnya untuk bangunan hunian seperti

rumah susun, apartemen atau hotel yang seringkali membutuhkan daerah bebas

kolom yang cukup luas. Untuk kebutuhan bentang gedung yang lebar, pada ketiga

sistem struktur tersebut memerlukan profil baja yang cukup besar pula. Hal ini

tentunya akan meningkatkan berat total struktur yang dapat menambah biaya

2

konstruksi. Oleh sebab itu, dibutuhkan suatu sistem struktur baja tahan gempa

pada gedung bertingkat yang mampu memenuhi kebutuhan atau permintaan akan

bentang / jarak kolom yang sangat lebar (Wahyuni dan Tethool, 2014).

Sistem struktur yang telah sering digunakan untuk mengatasi kebutuhan

tersebut adalah sistem Staggered Truss Framing (STF). Konsep staggered truss

atau sistem kerangka batang (truss) dengan ketinggian truss setinggi lantai (floor-

deep trusses) yang membentang keseluruhan lebar antara dua baris kolom

eksterior yang dipasang selang – seling secara vertical pada garis kolom

menjadikan area tanpa kolom yang besar untuk ruangan (Wexler dan Lin, 2003).

Sistem STF telah dikembangkan untuk menjadi sistem yang efisien untuk

menahan beban gempa dan angin. Selain itu, sistem STF memiliki perilaku

defleksi yang minimum dan kekakuan yang cukup kaku sehinggadapat

mengurangi beban gempa yang terjadi dan mengurangi jumlah dan biaya struktur

pondasi (Kim dan Lee, 2006). Sistem STF juga telah digunakan pada struktur

gedung dengan ketinggian rendah – menengah (Brazil, 2000; Mcknamara, 1999;

Pollak, 2004, dalam Kim dan Lee, 2006).

Komponen sistem STF terdiri dari kolom, truss, balok, dan pelat. Beban

lateral didistribusikan oleh truss yang kemudian diteruskan oleh pelat yang

berfungsi sebagai diafragma yang menghubungkan bagian bawah truss dan bagian

atas truss pada segmen yang lain. Yang kemudian didistribusikan langsung ke

kolom eksterior. Setiap truss berfungsi sebagai pengaku struktur pada arah

transversal. Vertical truss yang terletak pada tengah bentang disebut vierendeel.

Vierendeel berfungsi sebagai koridor untuk jalan penghubung antar segmen

ruangan. Dalam struktur gedung, vierendeel didesain untuk mengalami deformasi

terbesar dan menyerap energi disipasi yang cukup besar (AISC, 2002).

Untuk mengetahui respon struktur setelah terjadi gempa bisa dilakukan

beberapa analisis. Evaluasi kinerja struktur dapat dilakukan dengan empat analisis

yang berbeda, yaitu secara statis linier, dinamis linier, statis nonlinier dan dinamis

nonlinier (ATC-40, 1996). Namun analisis statis dan dinamis linier tidak dapat

mengakomodasi perilaku struktur setelah mengalami plastis, Oleh karena itu

untuk mengetahui respons struktur setelah mengalami plastis perlu dilakuk

ananalisis nonlinier. Teknik analisis nonlinier berbasis komputer untuk

3

menganalisa perilaku inelastis struktur dari berbagai macam intensitas gerakan

tanah (gempa), sehingga dapat diketahui kinerjanya pada kondisi kritis

(Dewobroto, 2005dalam Wahyuni dan Tethool, 2014).

Berdasarkan hasil analisis nonlinier beban dorong dan riwayat waktu

diketahui bahwa vierendeel panel dan elemen-elemen struktur disekitarnya,

khususnya pada rangka paling bawah, memiliki peranan penting dalam proses

plastifikasi dari sistem struktur staggered truss framing. Simpangan saat ultimit

dengan menggunakan analisis nonlinier riwayat waktu diketahui masih lebih kecil

dibandingkan dengan menggunakan analisis nonlinier beban dorong. Hal ini

berarti teknik analisis nonlinier beban dorong masih cukup aman digunakan untuk

meramalkan perilaku inelastic sistem staggered truss framing (Wahyuni dan

Tethool, 2014).

Perbandingan antara lebar vierendeel panel dan jarak antar komponen

vertical truss sangatlah penting karena menentukan kekuatan dari Staggered Truss

Framing itu sendiri. Pada analisis statis nonlinear, perbandingan antara lebar

vierendeel dan jarak antar komponen vertical truss yang besar menunjukan

kondisi gedung masih berada pada tingkat Life Safety. Sedangkan jika

perbandingan antara lebar vierendeel dan jarak antar komponen vertical truss

yang kecil akan mengakibatkan gedung sudah tidak lagi dalam kondisi Collapse

Prevention maupun Collapse (Wahyuni dan Tethool, 2014).

Dalam tesis ini, dengan perbandingan antara lebar vierendeel dan jarak antar

komponen vertical truss yang besar akan dilakukan pengurangan besar dimensi

balok (reduced beam section) sehingga diharapkan terjadi sendi plastis pada

vierendeel sampai kondisi gedung mencapai kondisi collapse prevention maupun

collapse dengan adanya penyerapan energi disipasi lebih besar. Sistem struktur

staggered truss framing (STF) ini akan diaplikasikan pada gedung dengan variasi

jumlah lantai. Evaluasi dilakukan dengan analisis nonlinier beban dorong.

Diharapkan sistem ini dapat diaplikasikan di Indonesia untuk pembangunan

gedung seperti hotel, apartemen, dan gedung dengan ketinggian yang tinggi (high

rise building).

4

1.2 Rumusan Masalah

Masalah utama dalam penelitian ini adalah bagaimana pengaruh

pengurangan besar dimensi balok (reduced beam section) pada elemen horisontal

pada vierendeel terhadap perilaku inelastik dari sistem struktur staggered truss

framing ketika diterapkan pada struktur gedung dengan variasi jumlah lantai

akibat beban gempa dengan menggunakan analisis statik nonlinier beban dorong.

Sedangkan detail permasalahannya adalah sebagai berikut:

1. Bagaimana pengaruh pengurangan besar dimensi balok (reduced beam section)

terhadap daktilitas dan performance point kinerja struktur gedung STF

tertutama pada elemen horisontal pada vierendeel?

2. Bagaimana perilaku simpangan struktur STF pada struktur gedung dengan

variasi jumlah lantai?

3. Bagaimana mekanisme keruntuhan dan evaluasi tingkat kinerja gedung STF

setelah mencapai kondisi inelastik?

1.3 Tujuan

Tujuan utama yang hendak dicapai dari penelitian ini adalah mengetahui

pengaruh pengurangan besar dimensi balok (reduced beam section) pada elemen

horisontal pada vierendeel terhadap perilaku inelastik dari sistem struktur

staggered truss framing ketika diterapkan pada struktur gedung variasi jumlah

lantai akibat beban gempa dengan menggunakan analisis statik nonlinier beban

dorong. Sedangkan tujuan lainnya diuraikan sebagai berikut:

1. Mengetahui pengaruh pengurangan besar dimensi balok (reduced beam

section) terhadap daktilitas dan performance point kinerja struktur gedung STF

tertutama pada elemen vierendeel.

2. Mengetahui perilaku simpangan struktur STF pada struktur gedung dengan

variasi jumlah lantai.

3. Mengetahui mekanisme keruntuhan dan evaluasi tingkat kinerja gedung STF

setelah mencapai kondisi inelastik.

5

1.4 Batasan Masalah

Agar penelitian ini lebih terarah dan dapat terselesaikan sesuai dengan

waktu yang direncanakan, maka permasalahan dalam penelitian ini perlu dibatasi

sebagai berikut:

1. Klasifikasi variasi jumlah lantai mengikuti Peraturan Pemerintah Tahun 2005.

2. Respon beban gempa menggunakan peraturan SNI 1726-2012.

3. Analisa linier dan non linier menggunakan program bantu SAP2000.

4. Tidak merencanakan struktur sekunder seperti tanggadan lift.

5. Perencanaan tidak meliputi instalasi mekanikal, elektrikal, dan saluran air.

6. Tidak melakukan perhitungan sambungan, pondasi serta pendetailan.

7. Tidak memperhitungkan beban angin.

8. Pelat lantai tidak komposit hanya dianggap sebagai beban.

9. Tidak membahas metode pelaksanaan di lapangan.

10. Tidak membahas dan menyertakan analisa biaya, arsitektural, dan manajemen

konstruksi.

1.5 Manfaat

Manfaat yang diharapkan dari penelitian ini yaitu dapat diberikan suatu

alternatif sistem struktur untuk hunian bertingkat cepat bangun, murah dan yang

terpenting ialah tahan gempa, sehingga dapat diaplikasikan di Indonesia hingga

wilayah gempa tinggi.

6


7

BAB 2

TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Sistem Staggered Truss Framing

Sistem staggered truss framing atau kerangka batang tersusun bergantian

awalnya dikembangkan oleh Departemen Arsitek dan Sipil dari Massachusetts

Institute of Technology (MIT) (Chao, 2011). Sistem staggered truss framing

terdiri atas rangkaian rangka batang tersusun (truss), dengan ketinggian truss

setinggi tingkat yang membentang keseluruhan lebar antara dua baris kolom

eksterior dan diatur dalam pola bergantian (staggered) pada garis kolom yang

berdekatan (Setiyarto, 2007). Untuk lebih jelasnya mengenai sistem struktur ini

dapat dilihat pada Gambar 2.1.

Gambar 2.1 Sistem Staggered Truss Framing (Chao, 2011)

Sistem staggered truss framing dikenal sangat efektif digunakan untuk

bangunan dengan ketinggian menengah seperti apartemen, hotel, motel,

dormitory, rumah sakit, dan bangunan lainnya dengan ketinggian yang lebih

rendah (AISC, 2002). Pemasangan rangkanya yang dipasang selang – seling

secara vertikal pada garis kolom menjadikan area tanpa kolom yang besar untuk

ruangan seperti terlihat pada Gambar 2.2 (Wexler dan Lin, 2003). Sistem ini

merupakan satu-satunya sistem yang dapat digunakan dengan menggunakan jarak

8

antar kolom bisa mencapai 60 – 70 kaki. Selain itu, sistem ini sangat ekonomis,

mudah untuk difabrikasi, dan juga lebih murah daripada sistem lain (AISC, 2002).

Gambar 2.2 Pola pergantian truss pada system struktur (Setiyarto, 2007)

Sistem staggered truss framing sangat efisien untuk menahan gaya lateral

akibat angin dan gempa. Kekauan sistem dapat menyediakan drift story control

yang diinginkan. Selain itu, sistem ini menunjukkan kapasitas penyerapan energi

dan kapasitas daktilitas yang cukup besar untuk beban gempa tinggi (AISC,

2002).

Sistem staggered truss framing merupakan sistem tercepat dalam

pelaksanaannya. Pemasangan struktur pada lapangan tidak dipengaruhi oleh

keadaan cuaca yang buruk sekalipun. Karena Sistem staggered truss framing

didesain dengan menggunakan struktur baja dan lantai beton pracetak maka

pemasangan dan mutu lantai menjadi cepat dan seragam, sehingga secara

ekonomis dapat tercapai. Sistem lantai yang umumnya digunakan yaitu precast

concrete hollow-core plank. Pemasangan rangka termasuk spandrel beams dan

lantai precast rata-rata memerlukan waktu 5 hari tiap lantai. Begitu 2 lantai

pertama telah dikerjakan, pengerjaan instalasi jendela dan lain-lainnya bisa

dimulai seiring dengan pengerjaan lantai-lantai berikutnya. Tidak ada waktu yang

hilang seperti kondisi penundaan pekerjaan karena syarat-syarat pengerjaan

tertentu seperti cuaca yang buruk semisal hujan (AISC, 2002).

Dengan berkurangnya gaya vertikal maupun lateral yang diterima oleh

kolom yang telah didistribusikan ke Truss mengakibatkan pekerjaan pondasi

9

berkurang. Karena tidak dibutuhkan jumlah struktur pondasi yang signifikan.

Selain itu pelat precast lebih ringan daripada pelat konvensional mengakibatkan

struktur lebih ringan, pekerjaan beton berkurang, dan mengurangi waktu

konstruksi (AISC, 2002).

Konsep dasar sistem staggered truss framing yaitu perilaku keseluruhan

kerangka (frame) sebagai balok kantilever ketika sistem diberi beban lateral

(Scalzi, 1971 dalam Setiyaryo, 2007). Dalam konteks ini, seluruh kolom yang

terletak pada sisi eksterior dari gedung berfungsi sebagai sayap balok, sementara

truss yang membentang dalam arah transversal pada keseluruhan lebar diantara

kolom berfungsi sebagai badan dari balok kantilever (Setiyarto, 2007).

Aksi kantilever dari sistem truss adalah dua bidang (double-planar) yang

menyebabkan beban-beban lateral dapat mengurangi momen lentur yang terjadi

pada kolom. Orientasi badan kolom adalah tegak lurus dengan truss, sehingga

tekuk lokal karena hubungan dengan ujung tepi truss dapat diabaikan.

Diperhatikan pula, orientasi sumbu kuat dari penampang melintang kolom juga

harus tersedia untuk sistem kerangka portal dalam arah longitudinal gedung

(Setiyarto, 2007). Gambar 2.3 menunjukkan contoh denah gedung dengan sistem

staggered truss framing, dimana terlihat bahwa kolom gedung hanya terdapat

pada bagian eksterior.

Gambar 2.3 Contoh Denah Sistem Staggered Truss Framing (Setiyarto, 2007)

10

2.2 Komponen – komponen dari Sistem Staggered Truss Framing

2.2.1 Kolom

Kolom pada sistem staggered truss framing berfungsi sebagai pemikul

beban gravitasi dan beban lateral baik pada arah transversal maupun arah

longitudinal dari gedung. Beban gravitasi didistribusikan ke kolom dengan cara

umum yang dilakukan yaitu berdasarkan perbandingan luas lantai yang menerima

sejumlah beban reduksi sesuai dengan peraturan yang ada. Beban gravitasi

dipertimbangkan sebagai gaya aksial langsung yang bekerja pada kolom, akibat

hubungan truss pada badan kolom (Setiyarto, 2007).

Gambar 2.4 Elemen kolom (Hassler, 1986)

Menurut Segui (2003) dalam Setiyarto (2007), cara pemilihan penampang

kolom untuk sistem staggered truss framing adalah sama dengan desain kolom

pada pada sistem struktur lainnya, yaitu berdasarkan pertimbangan beban aksial

dan perilaku momen dalam arah longitudinal maupun arah transversal dari

gedung. Kolom tengah akan menerima 90% beban aksial dan momen dari

hubungan tepi atas truss. Selanjutnya untuk desain, diasumsikan semua beban

kolom bekerja pada hubungan tepi atas truss ke kolom.

11

2.2.2 Truss

Persyaratan umum untuk rangka batang yang tersusun setinggi tingkat pada

sistem staggered truss framing adalah membentang dalam arah transversal dari

dimensi gedung, menopang beban gravitasi secara langsung dan menyediakan

ketahanan yang cukup untuk beban lateral (Scalzi, 1986 dalam Setiyarto, 2007).

Truss juga harus menyediakan suatu bukaan ditengah bentang (vierendeel panel)

yang berfungsi sebagai koridor dengan perbandingan lebar dan ketinggian yang

cukup. Sayap profil yang digunakan untuk bagian tepi atas dan tepi bawah atau

chord dari rangka harus disesuaikan lebarnya agar mampu menyediakan dudukan

untuk sistem lantai dan dinding. Selain itu agar ekonomis untuk produksi massal,

rangka seluruh gedung sebaiknya identik dalam bentuk dan jenis elemen, serta

desain yang berselang – seling harus dapat mengakomodasikan perbedaan yang

sedikit dalam dimensi elemen (Setiyarto, 2007).

Desain dan pabrikasi yang ekonomis tentang diagonal truss ditunjukkan

oleh Pratt truss (Kowalczyk et al, 1994 dalam Setiyarto, 2007) yang diagonal-

diagonalnya mengabaikan adanya koridor / jalan lurus. Saat ini Pratt truss

dipandang sebagai jenis diagonal truss yang paling efisien digunakan dalam

Staggered trus system jika dipadukan dengan Vierendeel truss (Setiyarto, 2007).

Berbagai macam tipe bracing yang biasanya dipakai dalam pembangunan

gedung ada 4 tipe, yaitu single diagonal bracing, X-bracing, Inverted V-Bracing

dan V-Bracing (Prahasto, 2012).

2.2.3 Spandrel Beam

Pemilihan jenis spandrel beam diawali dari sisi arsitektural dengan

mempertimbangkan juga kekuatan struktural. Spandrel beam merupakan bagian

yang tak terpisahkan dari sistem lantai untuk membentuk diafragma. Hubungan

antara pelat lantai dan spandrel beam harus monolit sehingga akan meningkatkan

kekakuan lateral dari sistem lantai dan mengurangi tegangan pada daerah yang

dianggap memiliki beban yang relatif besar. Spandrel beam juga merupakan

bagian dari sistem pemikul momen dalam arah longitudinal gedung, yang

desainnya berdasarkan beban lateral yang paling menentukan pada dua arah

gedung (Setiyarto, 2007).

12

2.2.4 Pelat Lantai

Sistem lantai pada sistem staggered truss framing adalah pelat pracetak

prategang (precast prestressed) atau pelat pracetak beton berongga (hollow-core

precast concrete planks) satu arah dengan penambahan topping yang dicetak dan

dicor di tempat (cast-in-place concrete topping) (Setiyarto, 2007). Namun dapat

juga digunakan pelat beton yang ditopang deck baja (Wexler dan Lin, 2003). Pelat

lantai membentang dari tepi atas salah satu truss ke tepi bawah truss lain yang

bersebelahan. Pelat lantai harus berfungsi sebagai diafragma geser yang menahan

gaya lateral, sehingga sistem sambungan antara pelat harus bersifat rigid dan

mampu menyalurkan gaya geser yang timbul. Gambar 2.4 menunjukan pelat

lantai yang digunakan untuk staggered truss framing berupa pelat pracetak

prategang (precast prestressed) atau pelat pracetak beton berongga (hollow-core

precast concrete planks) satu arah dengan penambahan topping yang dicor

ditempat (Setiyarto, 2007).

Pelat disambungkan dengan tepi bawah truss dengan pelat yang dilas pada

spandrel beam untuk menjaga stabilitas pada saat ereksi. Kemudian stud

connector dilas pada tepi bawah truss, tulangan diletakkan pada joints kemdian

digrouting (AISC, 2002). Seperti terlihat pada Gambar 2.5 di bawah.

Gambar 2.5 Sistem Lantai dengan Pelat Pracetak Beton Berongga

(Wexler dan Lin, 2003)

13

Beban gravitasi dari sistem lantai dimodelkan sebagai beban terpusat pada

joint panel dari tepi atas dan bawah truss. Ukuran elemen ditentukan berdasarkan

asumsi hubungan pin rangka batang sederhana (pin-connected trusses simply)

yang didukung pada kedua ujung dan penyesuaian adanya tekuk lokal (Prahasto,

2012).

2.3 Perilaku Inelastik Akibat Beban Gempa

Energi gempa yang mengenai suatu sistem struktur akan didisipasi hingga

struktur tersebut berperilaku inelastik. Menurut Chopra (2005) dalam Tethool

(2013) persamaan gerak sistem inelastik dalam bentuk energi merupakan

keseimbangan energi kinetik, energi peredaman viskos, energi statik (jumlah

energi regangan atau strain energy ditambah energi leleh) dan energi input,

dirumuskan sebagai berikut:

dtú (t) ü m- dt ú ú)(u, fdt (t) ú c dt ú (t)ü mt

0g

t

0s

2t

0

t

0∫∫∫∫ =++ (2.1)

Ruas kanan dari persamaan (2.1) adalah total energi gempa yang mengenai

struktur:

dtú (t) ü m- )(t

0g∫=tEI (2.2)

Suku pertama dari ruas kiri persamaan (2.1) adalah energi kinetik dari massa

bangunan yang bergerak relatif terhadap tanah:

2ú m du (t) ú m dt ú (t)ü m(t)E

22

t

0

t

0k === ∫∫ (2.3)

Suku kedua dari ruas kiri persamaan (2.1) adalah total energi yang dipancarkan

oleh peredaman viskos:

dt (t) ú c dt ú (t) f(t)E 2t

0

t

0DD ∫∫ == (2.4)

Sedangkan suku ketiga dari ruas kiri persamaan (2.1) adalah jumlah energi

regangan atau strain energy ditambah energi leleh:

14

dt ú ú)(u, f(t)E(t)Et

0sys ∫=+ (2.5)

Energi yang didisipasi oleh leleh (yielding):

(t)E-dt ú ú)(u, f(t)E s

t

0sy ∫= (2.6)

Sehingga keseimbangan energi pada sistem struktur pada saat kondisi inelastik

ditulis juga dalam bentuk notasi lain,

Ek (t) + ED (t) + Es (t) + EY (t) = EI (t) (2.7)

Telah dilakukan eksperimen sebelumnya terkait perilaku inelastik sistem

staggered truss framing akibat beban gempa. Berdasarkan kurva histeritik yang

dihasilkan dari pengujian yang dilakukan oleh Zhou, dkk (2009) pada Gambar 2.7

dapat diamati bahwa hysteretic loops relatif gemuk setelah benda uji mengalami

pelelehan. Hal ini menggambarkan bahwa struktur memiliki kemampuan disipasi

energi yang baik. Namun pengujian ini masih terbatas pada low cyclic loading.

Gambar 2.6 Kurva Histeritik Pengujian Staggered Truss Framing Akibat Low

Cyclic Loading (Zhou dkk, 2009dalam Tethool, 2013)

Selain itu oleh Kim dan Lee (2006) dilakukan penelitian mengenai perilaku

seismik dengan membandingan antara sistem staggered truss framing, rangka

pemikul momen dan rangka berpengaku untuk gedung berlantai 4, 10, dan 30.

Untuk gedung berlantai 4 seperti terlihat pada Gambar 2.7 dapat dilihat bahwa

kekuatan dari sistem staggered truss framing menurun secara drastis sesaat

15

setelah mengalami sendi plastis pada pengakunya, meskipun menunjukkan

daktilitas yang cukup baik. Sementara untuk sistem rangka pemikul momen

memiliki kekakuan dan kekuatan yang paling kecil, tetapi memiliki daktilitas yang

paling baik. Pada gedung berlantai 10 seperti pada Gambar 2.8 menunjukkan

Perilaku sistem struktur yang hampir sama dengan gedung 4 lantai. Sementara itu

untuk gedung berlantai 30 seperti pada Gambar 2.9 menunjukkan bahwa sistem

rangka berpengaku memiliki kekuatan yang lebih rendah dibandingkan dengan

sistem staggered truss framing, meskipun sistem staggered truss framing

memiliki daktilitas yang lebih kecil. Selain itu, untuk gedung berlantai 4 seperti

pada Gambar 2.10 terlihat bahwa dari hasil pushover analysis yang dilakukan

untuk sistem staggered truss framing ini akan terbentuk sendi plastis sekitar

vierendeel panel sebelum struktur mengalami keruntuhan. Sementara itu untuk

gedung berlantai 10 seperti pada Gambar 2.12 menunjukkan perilaku sendi plastis

yang hampir sama dengan gedung berlantai 4, hanya saja terjadi pendistribusian

lokasi sendi plastis pada vierendeel lantai-lantai di atas, walaupun keruntuhan

tetapterjadi pada lantai kedua. Hal tersebut menunjukkan bahwa vierendeel panel

memiliki peranan penting pada sistem staggered truss framing ketika mengalami

kondisi pasca leleh atau inelastik.

Gambar 2.7 Kurva Pushover Pemodelan Struktur 4 Lantai (Kim dan Lee, 2006)

16




Framing gedung 4 lantai (Kim dan Lee, 2006)

17


Framinggedung 10 lantai (Kim dan Lee, 2006)

Selain itu, Tethool (2013) melakukan prebandingan perilaku seismik gedung

6 lantai antara sistem staggered truss framing dan sistem rangka pemikul momen

dengan variasi perbandingan lebar vierendeel dengan jarak antar vertical truss

dengan analisa pushover dan time history. Pada Gambar 2.12 dan Gambar 2.13

menunjukkan bahwa setelah analisa pushover terjadi sendi plastis pada elemen

vierendeel panel kemudian diikuti pelelehan pada elemen truss chord serta

diagonal chord yang berada disekitar vierendeel panel tersebut. Selain itu,

Berdasarkan hasil evaluasi kinerja juga diketahui bahwa model STF1, STF2 dan

STF3 (rasio 0.842, 1.081 dan 1.333) memberikan tingkat kinerja yang kurang baik

diterapkan karena pada kondisi kritisnya telah berada pada tingkat Collapse

Prevention maupun Collapse. Sementara pada model STF4 dan STF5 (rasio 1.6

dan 1.882) telah menunjukan kinerja seperti yang diharapkan karena pada kondisi

kritis gedung masih berada pada tingka Life Safety.Dari hasil analisis nonlinier

riwayat waktu menggunakan beban gempa Elcentro, Denpasar dan Kern County

diketahui bahwa nilai peralihan dari tiap-tiap lantai dan drift maksimum dari

gedung STF masih lebih kecil dari pada menggunakan analisis nonlinier statik

beban dorong. Dengan demikian maka analisis nonlinier statik beban dorong

cukup konservatif bila digunakan dalam perencanaan, khususnya dalam

mengevaluasi struktur gedung staggered truss framing.

18

Gambar 2.12 Lokasi Terbentuknya Sendi Plastis pada a. STF1, b. STF2, dan c.

STF3 (Thetool, 2013)

Gambar 2.13 Lokasi Terbentuknya Sendi Plastis pada a. STF4 dan b. STF5

(Tethool, 2013)

a. b.

a.

c.

b.

19

2.4 Reduced Beam Section (RBS)

Reduced beam section (RBS) merupakan modifikasi pada balok dengan

mengurangi luasan bagian profil baja sejarak tertentu dari koneksi balok kolom.

Penggunaan RBS ini bertujuan untuk menggeser daerah sendi lastis sehingga

terjadi pada profil balok yang dikurangi luasannya (FEMA 350, 2000). Selain itu,

pengurangan luasan tersebut juga bertujuan membatasi momen serta sekaligus

mengontrol terjadinya deformasi inelastis pada muka kolom (AISC 358-05,

2005). Dari hasil beberapa penelitian dan percobaan, sambungan balok-kolom

dengan menggunakan RBS menunjukkan hasil yang memuaskan pada tingkat

daktilitas dan hal itu dapat diterima oleh beberapa kalangan dalam waktu yang

relatif singkat (Chen 1996; Plumier 1997; Zekioglu et al. 1997; Engelhardt et al.

1998 dalam Juniazhar, 2012).

Konsep dasar RBS adalah mereduksi bagian dari balok baja di dekat

sambungan balok-kolom yang dimaksudkan untuk menimbulkan sendi plastis di

daerah RBS. konsep ini disebut dengan konsep dogbone yang pertama kali

dikembangkan oleh Plumier, 1990 (Juniazhar, 2012). Konsep dogbone bisa dilihat

pada Gambar 2.14. RBS sendiri terdiri dari 4 macam bentuk sebagai berikut dan

seperti pada Gambar 2.15:

a. RBS with straight cut

b. RBS with variable (tapered) cut

c. RBS with radius cut

d. RBS with drilled flanges

Gambar 2.14 Konsep Dogbone (Plumier, 1990 dalam Juniazhar, 2012)

20

Gambar 2.15 Bentuk-bentuk Reduced Beam Section (RBS) (Plumier, 1990 dalam

Juniazhar, 2012)

Penelitian lebih lanjut pada reduced beam section semakin banyak

semenjak kejadian gempa Northridge dan Kobe. Penelitian juga telah

menunjukkan keunggulan dari reduced beam section jenis radius cut, karena

dengan pemotongan bersudut, retak akan cenderung berkembang ketika balok

dikenakan kekuatan yang besar dan memiliki kapasitas rotasi yang paling besar

dibanding pemotongan secara lurus (straight cut) (Engelhardt, 1995 dalam

Juniazhar, 2012). Hal ini jelas terlihat bahwa adaya RBS akan mempengaruhi

respons structural (tegangan dan perpindahan) dari struktur rangka dengan RBS,

dan ini harus diperhitungkan dalam proses desain. Dalam praktek yang ada, RBS

dapat meningkatkan elastis drift sebesar 9% dengan pengurangan lebar sayap

sebesar 50%, dengan interpolasi linier untuk nilai yang lebih rendah pada

pengurangan lebar sayap (FEMA 350, 2011 dalam Juniazhar, 2012).

Penentuan dimensi radius cut reduced beam section dapat dilihat pada

Tabel 2.1 dan Gambar 2.16 yang menunjukkan karakteristik dan geometri dari

reduced beam section bentuk radius cut menurut FEMA 350 [1] / 351 [12] dan

EC8. Part 3 [13] (Juniazhar, 2012).

21

Tabel 2.1 Karakteristik Geometri Reduced Beam Section (RBS)

FEMA 350 [1] / 351 [12] EC 8. Part 3 [13] a = 0.50 – 0.75 bf a = 0.60 bf b = 0.65 -0.85 db b = 0.75 db

c ≤ 0.25 bf g ≤ 0.25 bf s = a + b/2 s = a + b/2

r = (4c2 + b2) / 8c r = (4g2 + b2) / 8g Sumber: FEMA 350 [1] dalam Juniazhar, 2012

Gambar 2.16 Geometri Reduced Beam Section (RBS) bentuk Radius Cut (FEMA

350 [1] dalam Juniazhar, 2012)

Dalam penggunaan RBS, ada beberapa batasan untuk mendapatkan sendi

plastis yang harus diterapkan berdasarkan penelitian yang telah berhasil dilakukan

oleh SAC, AISC, dan FEMA, yaitu (Juniazhar, 2012):

a. Rasio L/d harus lebih besar 5

b. Pengurangan sayap tidak lebih dari 50%

c. Hanya berlaku untuk profil WF atau H

d. Jarak dari muka kolom ke area balok yang direduksi pada kedua sisi balok

harus sama atau simetris

e. Penambahan batasan mengenai RBS diberikan di FEMA 350 – 353 (2000,

a, b, c, d) Sedangkan kapasitas balok RBS dapat dihitung sebagai berikut :

𝑍𝑍𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅 = 2 �𝑡𝑡𝑤𝑤 . (12ℎ − 𝑡𝑡𝑓𝑓)2. 1

2+ 𝑡𝑡𝑓𝑓 . 𝑏𝑏𝑓𝑓 . (1

2ℎ − 1

2𝑡𝑡𝑓𝑓)� (2.8)

𝑀𝑀𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑡𝑡 = 1.1 . 𝑅𝑅𝑦𝑦 .𝑓𝑓𝑦𝑦 .𝑍𝑍𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅 (2.9)

𝑉𝑉𝑝𝑝𝑝𝑝 = 𝑀𝑀𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑡𝑡

𝐿𝐿/2 (2.10)

22

𝑀𝑀𝑓𝑓 = 𝑉𝑉𝑝𝑝𝑝𝑝 . (𝐿𝐿𝑏𝑏/2) (2.11)

Keterangan :

𝑍𝑍𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅 = Plastic modulus section pada daerah RBS

𝑀𝑀𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑡𝑡 = Kapasitas momen pada daerah RBS

𝑉𝑉𝑝𝑝𝑝𝑝 = Gaya vertical pada titik

Mf = Momen pada muka kolom

Hasan (2009) membandingkan perlaku inelastik struktur RBS dan struktur

konvensional yaitu profil baja Wide Flange (WF) dengan analisa beban dorong

diketahui bahwa daktilitas yang terjadi pada struktur WF masih bisa dikatakan

lebih detail bila dibandingkan dengan struktur RBS karena memiliki nilai

daktilitas yang lebih besar. Maksud lebih daktail di sini adalah bahwa struktur

tersebut lebih lentur atau mempunyai kemampuan berdeformasi yang baik melalui

deformasi plastik deingin tanpa menjadikan struktur tersebut patah. Dari analisa

beban dorong didapatkan bahwa struktur WF memiliki daktilitas global lebih

besar dibanding struktur RBS. Hal ini disebabkan struktur RBS lebih cepat leleh

karena mengalami perlemahan pada baloknya. Drift ratio, lateral displacement

dan simpangan atap struktur RBS menunjukkan nilai yang lebih kecil. Selain itu

juga pondasi yang dibutuhkan menjadi lebih hemat karena dimensi kolom lebih

kecil akibat gaya geser dasar pada struktur RBS lebih kecil.

D. T. Pachoumis et. al. (2009) melakukan studi dengan menguji profil

Eropa dengan penampang RBS bentuk radius cut dengan jenis sambungan

menggunakan sambungan las penuh dan tambahan plat menerus dan plat

tambahan di badan kolom, kemudian membebaninya secara cyclic dengan beban

mengikuti pembebanan oleh AISC Seismic Provisions (AISC 2002), dimana

beban tersebut sama dengan penelitian yang dilakukan oleh SAC tahun 1997.

Konsep pengetesan dapat dilihat pada Gambar 2.17 dan permodelannya dalam

ABAQUS dapat dilihat pada Gambar 2.18. Dalam penelitian tersebut diketahui

bahwa performa sambungan sangat bagus ketika sendi plastis terbentuk di daerah

RBS. Tidak ada kerusakan las ditemui, dan benda uji melebihi batas 0,03 rad

rotasi plastis tanpa patah, sehingga desain dapat diterima.

23

Gambar 2.17 Konsep pengetesan D.T. Pachoumis et al. (2009)

Gambar 2.18 Hasil penelitian Pachoumis et al. (2009) pada daerah RBS

Juniazhar (2012) juga melakukan studi mengenai RBS pada tiga macam

tipe sambungan balok-kolom yaitu T-connection, extended end plate connection,

welded rigid connection. Dengan mengembangkan beberapa metodologi yang

telah dilakukan oleh Pachoumis et al. (2009) dan analisa beban dorong didapatkan

hasil bahwa telah terjadi sendi plastis pada daerah RBS sesuai dengan desain

awal RBS. Selain itu, didapatkan pula bahwa perilaku ketiga macam sambungan

balok-kolom tersebut sama meskipun digunakan ukuran profil balok RBS yang

berbeda atau ukuran balok tidak mempengaruhi perilaku kekakuan dari

sambungan.

24

2.5 Analisis Nonlinier Statik Beban Dorong (Nonlinier Static Pushover

Analysis)

Evaluasi kinerja struktur dapat dilakukan dengan empat analisis yang

berbeda, yaitu secara statis linier, dinamis linier, statis nonlonier dan dinamis

nonlinier (ATC-40, 1996). Analisis statis dan dinamis linier tidak dapat

mengakomodasi perilaku struktur setelah mengalami plastis, oleh karena itu untuk

mengetahui respons struktur setelah mengalami plastis perlu dilakukan analisis

nonlinier. Dari keempat metode tersebut, analisis nonlinier riwayat waktu

(Nonlinear Time History Analysis – NLTHA) memberikan hasil yang paling akurat

dan dapat diterima secara luas. Akan tetapi, metode ini aplikasinya sangat rumit

sehingga dipandang tidak praktis (Chopra dan Goel, 2001 dalam Tethool, 2013).

Hal tersebut membuat para peneliti mencari cara yang lebih sederhana untuk

mengestimasi kinerja struktur, yaitu dengan mengembangkan metode analisis

statis nonlinier. Menurut Lumantarna (2008) penggunaan analisis nonlinier statik

beban dorong untuk bangunan yang didominasi oleh mode pertama memberikan

hasil yang konservatif baik perpindahan lateral maupun gaya dalam yang dari sisi

pandang perencanaan dapat diterima.

Analisis nonlinier statik beban dorong dilakukan dengan memberikan suatu

pola beban lateral statik pada struktur, yang kemudiansecara bertahap

ditingkatkan dengan faktor pengali sampai satu target perpindahan lateral

darisuatu titik acuan tercapai. Biasanya titik tersebut adalah titik pada atap, atau

lebih tepat lagi adalah pusat massa atap. Analisis pushover menghasilkan kurva

pushover, kurva yang menggambarkan hubungan antara gaya geser dasar versus

perpindahan titik acuan pada atap. Pada proses pushover, struktur didorong

sampai mengalami leleh disatu atau lebih lokasi di struktur tersebut. Kurva

kapasitas akan memperlihatkan suatu kondisi linier sebelum mencapai kondisi

leleh dan selanjutnya berperilaku nonlinier. Tujuan analisis pushover adalah untuk

memperkirakan gaya maksimum dan deformasi yang terjadi serta untuk

memperoleh informasi bagian mana saja yang kritis. Selanjutnya dapat

diidentifikasi bagian-bagian yang memerlukan perhatian khusus untuk pendetailan

atau stabilitasnya (Dewobroto, 2005dalam Tethool, 2013).

25

Gaya dan deformasi setiap komponen/elemen dihitung terhadap

perpindahan tertentu di titikkontrol yang disebut sebagai target perpindahan (δt)

dan dianggap sebagai perpindahan maksimum yang terjadi saat bangunan

mengalami gempa rencana. Kriteria evaluasi level kinerja kondisi bangunan

didasarkan pada gaya dan deformasi yang terjadi ketika perpindahan titik kontrol

sama dengan target perpindahan (Dewobroto, 2005dalam Tethool, 2013). Salah

satu metode untuk menentukan target perpindahan adalah Capacity Spectrum

Method atau Metoda Spektrum Kapasitas sesuai ATC 40.

Konsep desain kinerja struktur metode capacity spectrum pada dasarnya

merupakan prosedur yang dilakukan untuk mendapatkan peralihan aktual struktur

gedung. Peralihan aktual yang didapatkan dari hasil ini menunjukkan besar

simpangan atap struktur. Perbandingan antara simpangan atap struktur terhadap

tinggi total struktur menunjukkan kinerja struktur (Pranata, 2006). Tahapan desain

kinerja struktur dengan metode capacity spectrum sesuai ATC-40 (1996) adalah

sebagai berikut:

1. Konversi kurva kapasitas hasil analisis beban dorong menjadi capacity

spectrum.

2. Ubah respons spektrum ke dalam format Acceleration – Displacement

Response Spectrum (ADRS).

3. Plot demand spectrum dengan nilai damping 5% sesuai kondisi tanah dan

wilayah gempa, lalu menggabungkan demand spectrum dengan capacity

spectrum untuk menentukan performance point (Gambar 2.19).

4. Ubah performance point jadi simpangan atap global.

26

Gambar 2.19 Penentuan Titik Kinerja Menurut Metode Spektrum Kapasitas

(ATC40, 1996)

Metode ini secara khusus telah built-in dalam program SAP2000, proses

konversi kurva pushover ke format ADRS dan kurva respon spektrum yang

direduksi dikerjakan otomatis dalam program. Data yang perlu dimasukkan cukup

memberikan kurva respons spektrum rencana (Dewobroto, 2005 dalam Tethool,

2013).

2.6 Tingkat Kinerja Bangunan

Adapun penetapan tingkat kinerja suatu bangunan dapat didasarkan atas

aturan tingkat keselamatan yang diberikan kepada penghuni gedung selama dan

sesudah terjadi gempa serta biaya terhadap kerusakan gedung pasca gempa.

Dengan kata lain tingkat kinerja merupakan suatu kerusakan maksimum yang

masih diijinkan sesuai dengan tingkat kepentingan, pertimbangan ekonomis dari

pemilik bangunan yang akan dibangun. Gambar 2.20 menunjukkan t ingkat

kinerja suatu gedung dalam hubungannya dengan kondisi bangunan

setelah terjadi gempa (Tethool, 2013). FEMA 356 (2000) dalam Tethool

(2013) mengatur tingkat kinerja suatu bangunan sebagai berikut:

1. Operasional

Tak ada kerusakan berarti pada struktur dan non-struktur, bangunan tetap

berfungsi.

27

2. Immediate Occupancy (IO)

Tidak ada kerusakan yang berarti pada komponen struktural dimana kekuatan

dan kekakuannya kira-kira hampir sama dengan kondisi sebelum gempa.

Komponen non-struktur masih berada ditempatnya dan sebagian besar masih

berfungsi jika utilitasnya tersedia. Bangunan dapat tetap berfungsi dan tidak

terganggu dengan masalah perbaikan.

3. Life Safety (LS)

Terjadi kerusakan komponen struktur, kekakuan berkurang, tetapi masih

mempunyai ambang yang cukup terhadap keruntuhan. Komponen non-struktur

masih ada tapi tidak berfungsi. Dapat dipakai lagi jika sudah dlakukan

perbaikan.

4. Collapse Prevention (CP)

Kerusakan yang berarti pada komponen struktur dan non struktur. Kekuatan

struktur dan kekakuannya berkurang banyak, hampir runtuh. Kecelakaan akibat

kejatuhan material bangunan yang rusak sangat mungkin terjadi.

Gambar 2.20 Tingkat Kinerja Bangunan (FEMA, 2000 dalam Tethool, 2013)

28

”Halaman ini sengaja dikosongkan”

29

BAB 3

METODOLOGI PENELITIAN

3.1 Umum

Bab ini menjelaskan urutan metode pengerjaan studi tesisi ini. Mulai dari

studi literatur sampai dengan penarikan kesimpulan. Dengan menjelaskan dan

menguraikan urutan metode studi ini diharpkan dapat diketahui urutan metode

yang benar dan berbeda dengan studi lainnya.

Dalam tesis ini metode penelitian diawali dengan studi literatur mengenai

sistem struktur staggered truss frame yaitu dengan mengumpulkan referensi-

referensi yang berkaitan. Kemudian dilanjutkan dengan analisa beban gempa

nonlinier. Kemudian memodelkan struktur menjadi seperti yang sudah

direncanakan dan melakukan analisa beba dorong kemudian melakukan evaluasi

terhadap kinerja masing-masing model struktur. Selanjutnya akan dilakukan

perbandingan dari hasil evaluasi tersebut sehingga pada akhirnya dapat ditarik

kesimpulan mengenai pengaruh pengurangan besar dimensi balok (reduced beam

section) pada perilaku vierendeel terhadap perilaku inelastik dari sistem struktur

staggered truss framing ketika diterapkan pada struktur gedung dengan variasi

jumlah lantai.

3.2 Bagan Alir Pengerjaan Tesis

Bagan alir merupakan skema urutan pengerjaan studi ini. Bagan alir ini

dibuat dengan maksud untuk meringkas proses pengerjaan tesis, sehingga

memudahkan dalam mengontrol hal-hal yang sudah maupun yang belum

dilakukan dalam penelitian ini. Urutan pengerjaan tesis ini ditampilkan dalam

bentuk bagan alir seperti ditunjukan dalam Gambar 3.1.

30

Gambar 3.1 Bagan Alir Pengerjaan Tesis

31

3.3 Penjelasan Bagan Alir Pengerjaan Tesis

Berdasarkan bagan alir pada Gambar 3.1 maka urutan pengerjaan tesis ini

akan dijelaskan sebagai berikut:

3.3.1 Studi Literatur

Dalam tahap awal ini dilakukan studi literatur mengenai staggered truss

framing dan analisis statik nonlinier beban dorong maupun analisis nonlinier

riwayat waktu yang terdapat dalam jurnal, buku referensi maupun peraturan yang

berlaku. Peraturan yang digunakan dalam penelitian ini yaitu:

1. SNI 03-1729-2002 tentang tata cara perencanaan perhitungan struktur baja

untuk bangunan gedung,

2. SNI 1726-2012 tentang tata cara perencanaan ketahan gempa untuk struktur

bangunan gedung dan non gedung,

3. SNI 1727-1989 tentang tata cara pembebanan untuk rumah dan gedung.

4. Panduan perencanaan sistem struktur staggered truss framing menurut AISC.

3.3.2 Perencanaan Respon Spektrum Desain

Berikut ini dijelaskan prosedur perencanaan respon spektrum desain sesuai

SNI 1726-2012:

1. Menetukan nilai Ss dan S1 berdasarkan Gambar 3.2 dan Gambar 3.3.

Gambar 3.2 SS, Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan Risiko-Tersesuaikan

(SNI 1726-2012)

32

Gambar 3.3 S1, Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan Risiko-Tersesuaikan

(SNI 1726-2012)

2. Menentukan klasifikasi situs berdasarkan Tabel 3.1.

Tabel 3.1 Klasifikasi Situs

Sumber: SNI 1726-2012

33

3. Menentukankoefisien situs Fa dan Fv sesuai Tabel 3.2 dan Tabel 3.3.

Tabel 3.2 Koefisien Situs Fa


Tabel 3.3 Koefisien Situs Fv


4. Menghitung nilai SMS dan SM1 sesuai persamaan berikut. SMS = Fa . Ss (3.1)

SM1 = Fv . S1 (3.2)

5. Menghitung nilai SDS dan SD1 sesuai persamaan berikut.

SDS = 2/3 . SMS (3.3)

SD1 = 2/3 . SM1 (3.4)

6. Menghituntg nilai T0 dan TS sesuai persamaan berikut.

T0 = 0.2 x (SD1/SDS) (3.5)

TS = SD1/SDS (3.6)

34

7. Menghitung nilai Sa sesuai persamaan-persamaan berikut.

• Untuk T < T0, nilai Sa diambil dari persamaan:

⋅+⋅=

0DSa T

T0.60.4SS (3.7)

• Untuk T0 ≤ T ≤ TS, nilai Sa sama dengan SDS

• Untuk T > TS, nilai Sa diambil dari persamaan:

TSS D1

a = (3.8)

3.3.3 Perencanaan Data-data Teknis Gedung

Data-data teknis berikut sesuai dengan referensi dari penelitian yang pernah

dilakukan oleh Tethool (2013), karena di akhir studi ini akan dibandingkan pula dengan

jenis sambungan pada penelitian tersebut.

Fungsi bangunan : Perkantoran

Faktor keutamaan (I) : 1

Lebar bangunan : 18 meter

Panjang bangunan : 7 x 6 meter = 42 meter

Mutu baja profil : BJ41 (fy = 250 MPa; fu = 410 MPa)

Mutu beton : fc' = 35 MPa

Pelat atap : Hollow core slab (HCS) tebal 200 mm

Pelat lantai : Hollow core slab (HCS) tebal 200 mm

3.3.4 Pemodelan Struktur

Dalam penelitian ini, sistem struktur staggered truss framing (STF) akan

dimodelkan dengan beberapa parameter desain sebagai berikut:

1. Fungsi gedung : Perkantoran

2. Zona gempa : Tinggi

3. Jenis tanah : Keras

4. Mutu baja : BJ41

35

Denah gedung STF yang dimodelkan dapat dilihat pada Gambar 3.4,

Gambar 3.5, Gambar 3.6, dan Gambar 3.7, dimana untuk arah melintang gedung

(selanjutnya dalam tesis ini disebut sebagai arah Utara-Selatan/U-S)

menggunakan sistem staggered truss framing (STF). Sedangkan pemodelan arah

memanjang gedung (selanjutnya dalam tesis ini disebut sebagai arah Barat-

Timur/B-T) menggunakan sistem rangka pemikul momen khusus / special

moment resisting frame (SMRF).

Gambar 3.4 Denah Lantai 1


36


Gambar 3.7 Denah Lantai 4 dan seterusnya

Sistem struktur STF ini diaplikasikan penggunaannya pada daerah rawan

gempa, Pemodelan sistem struktur STF pada arah U-S (Utara-Selatan)

menggunakan nilai faktor reduksi gempa (R) sebesar 7. Sedangkan sistem struktur

SMRF pada arah B-T (Barat-Timur) menggunakan nilai faktor reduksi gempa (R)

sebesar 8.

37

Selain itu, dalam penelitian ini akan membuat 3 model gedung

menggunakan system struktur staggered truss framing (STF) dengan variasi

berupa jumlah lantai gedung. Semua model Gedung STF dimodelkan

menggunakan bracing tipe diagonal (D). Dengan menggunakan konfigurasi

perbandingan lebar vierendeel dengan jarak antar vertical truss sebesar 1,6.

Dimensi komponen vierendeel panel menggunakan dimensi yang sama pada studi

Tethool, 2013. Secara jelas gambar - gambar model yang digunakan dapat dilihat

pada Gambar 3.8 sampai dengan Gambar 3.19.

a. Model Gedung STF1

Untuk model gedung STF1 yaitu penggunaan STF pada gedung bertingkat 4

lantai. Potongan melintang model gedung STF1 terlihat pada Gambar 3.8.

Gambar 3.8 Model Gedung STF 1

Gambar 3.9 Denah Kolom Lantai 1 Gedung STF 1

38

Gambar 3.10 Denah Balok dan Kolom Lantai 2 Gedung STF 1



39

Tinggi struktur gedung : 14 meter @ 3,5 meter

Lebar struktur gedung : 18 meter

Profil yang digunakan

Tabel 3.4 Konfigurasi Komponen Struktur Model Gedung STF 1

Komponen Struktur Tipe Profil Column WF 400x400x45x70 Spandrel Beam Lantai WF 300x200x8x12 Truss Chord WF 300x200x8x12 Vierendeel Panel WF 300x200x8x12 Truss Diagonal HSS 200x200x12 Truss Hanger HSS 200x200x12 Truss Knee Brace HSS 200x200x12 Truss Post HSS 200x200x12 Truss Vertical HSS 200x200x12

1) Desain Reduced Beam Section (RBS)

Komponen struktur yang akan didesain dengan RBS adalah komponen

vierendeel panel disemua model STF. Desain RBS terletak pada di kedua ujung

elemen vierendeel panel. Seperti terlihat pada gambar 3.13.

Gambar 3.13 Letak RBS yang direncanakan

RBS yang digunakan adalah jenis radius cut. Desain radius cut RBS yaitu

desain RBS dengan memotong menggunakan sudut pada kedua sisi dari flens

balok. Desain radius cut yang digunakan dengan pengurangan sayap balok

40

sebesar 50%, Maksimal pengurangan yang diperbolehkan menurut FEMA-350.

Dipilih desain ini karena berdasarkan FEMA-350, desain ini merupakan desain

yang keretakannya akan cenderung berkembang ketika balok dikenakan kekuatan

yang besar dan memiliki kapasitas rotasi yang paling besar dibanding pemotongan

secara lurus (straight).

Desain radius cut direncanakan dengan memenuhi syarat pada Tabel 2.1

dan gambar 2.16 adalah sebagai berikut;

a = 75% . bf (3.10)

= 0.75 . 200

= 150 mm

b = 85% . db (3.11)

= 0.85 . 294

= 249.9 mm

c = 25% . bf (3.12)

= 0.25 . 200

= 50 mm

s = a + b/2 (3.13)

= 150 + 249.9/2

= 274.95 mm

r = (4c2 + b2) / 8c (3.14)

= (4 . 502 + 274.952) / 8 . 50

= 213.99 mm

Maka bf RBS = bf – 2c (3.15)

= 200 – 2 . 50

= 100 mm

41

Gambar 3.14 Geometri RBS Bentuk Radius Cut

2) Pemodelan RBS pada software bantu EXTRACT

Setelah didapatkan dimensi dan panjang profil yang terkurangi luasan

penampangnya, terutama pada bagian sayap atas maupun bawah, langkah

selanjutnya yaitu dimodelkan pada software bantu EXTRACT. Tujuan memakai

software ini adalah untuk menentukan nilai kufaktur dan momen kufaktur

penampang profil yang telah di reduced yang kemudian kedua nilai tersebut akan

digunakan pada pemodelan sendi plastis pada model STF di dalam software

SAP2000.

Define section properties

Gambar 3.15 Define Properties Elemen Vierendeel yang direduced

Input Beban Kurfatur X dan Y

Memasukkan beban kurfatur arah X dan arah Y.

42

Gambar 3.16 Input Beban Kurfatur X dan Y

Output

Meemunculkan nilai kurfatur dan momen kurfatur arah X yang

digunakan pada model STF di dalam software SAP2000.

Gambar 3.17 Output Extract

3) Analisa Kapasitas RBS

Kapasitas balok RBS lebih kecil dari balok konvensional. Hal ini

dimaksudkan agar tercipta konsep ‘Strong Column Weak Beam’ yaitu kapasitas

kolom lebih besar daripada balok. Konsep RBS dibuat dengan mereduksi

penampang balok pada muka sambungan sehingga diharapkan terjadi sendi plastis

pada daerah RBS saat mengalami kelelehan. Profil momen seismic pada reduced

beam section dapat dilihat pada Gambar 2.17 dan persamaan (2.9) sampai dengan

(2.11).

43

b. Model Gedung STF2

Untuk model gedung STF2 yaitu penggunaan STF pada gedung bertingkat 6

lantai. Potongan melintang model gedung STF2 terlihat pada Gambar 3.18.




Denah balok dan kolom sama dengan konfigurasi pada model gedung STF 1

Asumsi profil yang digunakan



44


Desain RBS untuk model gedung STF 2 sama dengan desain RBS model

gedung STF 1, yaitu dengan menggunakan RBS tipe radius cut dengan

perhitungan sesuai dengan persamaan (3.10) – (3.15).

2) Pemodelan RBS pada software bantu SAP2000

Langkah pemodelan RBS pada software bantu SAP2000 untuk model STF

2 sama dengan langkah pemodelan RBS untuk model STF 1.


Analisa kapasitas RBS untuk gedung STF 2 juga menggunakan analisa

yang sesuai dengan persamaan (2.9) – (2.11).

c. Model Gedung STF 3

Untuk model gedung STF3 yaitu penggunaan STF pada gedung bertingkat

10 lantai. Potongan melintang model gedung STF3 terlihat pada Gambar 3.19.




Denah balok dan kolom sama dengan konfigurasi pada model gedung STF 1

45

Asumsi profil yang digunakan




Desain RBS untuk model gedung STF 3 sama dengan desain RBS model

gedung STF 1, yaitu dengan menggunakan RBS tipe radius cut dengan

perhitungan sesuai dengan persamaan (3.10) – (3.15).

2) Pemodelan RBS pada software bantu Sap2000

Langkah pemodelan RBS pada software bantu SAP2000 untuk model STF

3 sama dengan langkah pemodelan RBS untuk model STF 1.


Analisa kapasitas RBS untuk gedung STF 3 juga menggunakan analisa

yang sesuai dengan persamaan (2.9) – (2.11).

3.3.5 Pembebanan

Pembebanan dikelompokan menjadi dua menurut arah gayanya yaitu beban

vertikal dan beban horizontal.Perencanaan pembebanan vertikal pada struktur

gedung ini berdasarkan SNI 1727-2013 tentang tata cara pembebanan untuk

rumah dan gedung, dengan beban – beban yang diperhitungkan antara lain: beban

mati dan beban hidup. Sedangkan pembebanan horizontal (gempa) berdasarkan

SNI 1726-2012 tentang tata cara perencanaan ketahan gempa untuk struktur

bangunan gedung dan non gedung.

Beban – beban yang direncanakan tersebut diatas harus dikombinasikan

sesuai dengan peraturan yang ada. Kombinasi pembebanan yang digunakan

46

berdasarkan SNI 1729-2000 tentang tata cara perencanaan perhitungan struktur

baja untuk bangunan gedung, antara lain sebagai berikut:

1,4D (3.16)

1,2D + 1,6L (3.17)

1,2D ± 1,0E + 1,0L (3.18)

0,9D ± 1,0E (3.19)

Keterangan:

D adalah beban mati yang diakibatkan oleh berat konstruksi permanen,

L adalah beban hidup yang ditimbulkan oleh penggunaan gedung,

E adalah beban gempa sesuai SNI 1726-2012.

3.3.6 Analisis Struktur

Analisa struktur dilakukan untuk memperoleh gaya – gaya yang bekerja

pada struktur dengan menggunakan program bantu SAP2000.

3.3.7 Kontrol Kekuatan Penampang

Setelah memperoleh gaypa – gaya dalam yang bekerja pada struktur, maka

selanjutnya dilakukan analisa terhadap kekuatan penampang elemen struktur.

Elemen – elemen struktur yang ditinjau dan dianalisa kekuatannya yaitu: balok,

kolom dan bracing. Perencanaan elemen – elemen struktur ini dilakukan

berdasarakan SNI 1729-2002.

a. Kontrol perhitungan kolom

a.1. Kontrol penampang

Pelat sayap:

f

f

2tbλ =

fy250λ r =

rλ λ ≤

(tidak langsing) (3.20)

47

Pelat badan:

wthλ =

fy665λ r =

rλ λ ≤

(tidak langsing) (3.21)

a.2. Kontrol kekakuan portal

∑

∑

=

b

b

c

c

LILI

G (3.22)

Dari nilai G tersebut dapat diperoleh nilai factor panjang tekuk (kc).

a.3. Kontrol komponen tekan

Nn = Ag fcr

Efy

rL

πkcλ c = (3.23)

• untuk λc ≤ 1.5,

maka ( )fy 0.658 f2λc

cr =

(3.24)

• untuk λc> 1.5,

maka fy 0.877 f 2cr

=

cλ (3.25)

b. Kontrol perhitungan balok

1). Kontrol penampang

Pelat sayap:

f

f

2tbλ = ;

fy170λ P = ;

fr-fy371λ r =

(3.26)

Pelat badan:

wthλ = ;

fy1680λ P = ;

fy2549λ r =

(3.27)

48

Penampang kompak:

λ ≤ λp (3.28)

Mn = Mp

Penampang tak kompak:

λp< λ ≤ λr

λpλrλp - λ Mr) - (Mp - Mp Mn −

=

(3.29)

Penampang langsing:

λr ≤ λ

Mn = Mr (λr / λ)2 (3.30)

Dimana:

Mp = Zx .fy

Mr = Sx (fy – fr)

2). Kontrol tekuk lateral

Mu ≤ ØMn; Lb = jarak pengaku lateral

• Bentang pendek (Lb ≤ Lp)

Mn = Mp (3.31)

• Bentang menengah (Lp < Lb ≤ Lr)

( ) MpLpLrLbLrMr - Mp Mr Cb Mn ≤

−−

+= (3.32)

• Bentang panjang (Lb > Lr)

MpIyIwLbπEEIyGJ

LbπCb Mcr Mn

2

≤

+== (3.33)

3). Kontrol kuat geser

Vu ≤ ØVn

• Jika y

n

w fEk1.10

th

≤

maka Vn = 0.6fyAw (3.34)

• Jika y

n

wy

n

fEk1.37

th

fEk1.10 <<

49

maka

=

w

y

n

wyn

th

fEk1.10

A0.6f V (3.35)

• Jika wy

n

th

fEk1.37 ≤

maka

= 2w

n9.0A

V

w

n

th

Ek (3.36)

c. Bracing

1). Kontrol kelangsingan batang tarik

240iL

min

≤ (3.37)

• Batas Leleh:

Berdasarkan SNI 1729-2002 pasal 10.1

ΦPn = 0,9 Ag fy (3.38)

Pu ≤ Φ Pn

• Batas Putus:

Ae = 0,75 Ag (3.39)

Φ Pn = 0,75 Ae fu (3.40)

Pu ≤ Φ Pn

• Kontrol Tekan

kontrol penampang profil berdasarkan SNI 1729-2002 Pasal 8.2.2 dan tabel

7.5-1.

tD

=λ

pλλ ≤ (3.41)

yp f

9000=λ

50

2). Kontrol kelangsingan batang tekan

200≤=rlkλ

(3.42)

rLkc.

=λ (3.43)

Berdasarkan SNI 1729-2002 pasal 7.61 untuk mendapatkan parameter

kelangsingan :

Ef y

c πλλ =

(3.44)

• Untuk 25,0≤cλ

Maka ω = 1 (kolom pendek) (3.45)

• Untuk 2,125,0 ≤≤ cλ

Maka cλ

ω67,06,1

43,1−

= (3.46)

• Untuk 2,1≥cλ

Maka ω = 1,25 λc

2 (kolom panjang) (3.47)

Dimana :

λc : parameter kelangsingan kolom

ω : nilai tekuk

Pn = Ag fcr = Ag (fy/w) (3.48)

Pu ≤ Φ Pn d. Persamaan interaksi tekan – lentur

• Jika 0.2φNN

n

u ≥ maka:

1.0 M φ

M

M φM

98

φNN

nyb

uy

nxb

ux

n

u ≤

++ (3.49)

• 0.2φNN

n

u < maka:

51

1.0 M φ

M

M φM

φNN

nyb

uy

nxb

ux

n

u ≤

++ (3.50)

3.3.8 Perencanaan Base Plate

Dari analisa struktur diperlukan perencanaan base plate untuk menghindari

adanya kegagalan pada kolom. Dengan kata lain untuk menjaga agar kolom tetap

kuat sehingga konsep strong column weak beam tetap terpenuhi.

• Data perencanaan

Panjang base plate (L) = 80 cm

Lebar base plate (B) = 80 cm

σb’ tekan = 75 kg/cm2

σb’ tarik = 7 kg/cm2

Momen yang bekerja (Mu)

Geser yang bekerja (Vu)

Aksial yang bekerja (Pu)

a = 400 mm

a1 = 200 mm

b = 200 mm

c = 200 mm

d = 400 mm

σ pelat = 1600 kg/cm2

Dimensi kolom : HB 400x400x30x50

• Kontrol base plate

f’c beton = 25 Mpa

kekuatan nominal tumpu beton

Pn = 0,85.f’c.A (3.51)

A = B x L (3.52)

Pu ≤ ϕPn (3.53)

Pu ≤ 0,6. Pn

52

• Menghitung tegangan yang diterima beton

o Eksentrisitas

u

EPMu=

(3.54)

W = 1/6 B L2 (3.55)

WMu±=

APE u

(3.56)

• Menghitung momen yang terjadi

o Daerah 1

M = ½ q L2 (3.57)

o Daerah 2

α1=0,1 α2=0,046

M2a = α1.q.b2 (3.58)

M2b = α2.q.b2 (3.59)

o Daerah 3

M3 = ½ q a12 (3.60)

• Menghitung tebal pelat

2

6tM

=σ

(3.61)

pelatMt

σ62 =

(3.62)

53

• Menghitung diameter angkur

xBx −=

maxmin σσ

(3.63)

Y = B-x (3.64)

1/3 x > Smin = 1.5d = 1,5 (2 x tf)

R = B/2-1/3y (3.65)

C = B – 1/3y – 1/3x (3.66)

CrPMT uu −=

(3.67)

• Kontrol diameter

o Leleh

T = ϕ fy Ag ϕ = 0,9 (3.68)

xfyTAgperluφ

=

(3.69)

o Putus

T = ϕ 0,75fu Ag ϕ = 0,75 (3.70)

xfyxTAgperlu75,0φ

=

(3.71)

Direncanakan menggunakan baut angkur D20 (A = 3,14 cm2)

Jumlah baut angkur 1 sisi = Ag perlu / A

3.3.9 Kontrol Simpangan Struktur

Untuk mengontrol simpangan antar lantai yang terjadi, SNI 1726-2012 pasal

7.8.6 telah membatasinya dengan persamaan berikut:

e

xedx I

δC δ = (3.72)

54

dimana:

Cd adalah faktor pembesaran defleksi dalam SNI 1726-2012 Tabel 9

δxe adalah defleksi pada lokasi yang disyaratkan dan ditentukan dengan

analisis elastik

Ie adalah faktor keutamaan gempa yang ditentukan sesuai dengan SNI 1726-

2012 pasal 4.1.2

3.3.10 Analisis Nonlinier Statik Beban Dorong

Untuk mengevaluasi kondisi struktur saat mencapai kondisi pasca elastik,

maka dilakukan analisis nonlinier statik beban dorong. Analisis nonlinier statik

beban dorong menggunakan metode spektrum kapasitas untuk menentukan target

perpindahannya.

3.3.11 Evaluasi Kinerja Struktur

Perilaku struktur dalam kondisi pasca elastik akan dievaluasi tingkat

kinerjanya sesuai FEMA 356. Selain itu akan dilihat juga mekanisme keruntuhan

dari struktur serta daktilitasnya. Untuk daktilitas struktur diperoleh dengan

menggunakan persamaan berikut:

y

u δδ

µ =∆ (3.73)

dimana:

μΔ daktilitas struktur

δu peralihan atap pada saat leleh pertama

δy peralihan atap pada kondisi ultimit atau target peralihan

55

Gambar 3.20 Kurva Hubungan Beban dengan Perpindahan

Gambar 3.20 menunjukan kurva hubungan beban dengan perpindahan yang

menggambarkan kriteria penerimaan untuk suatu elemen struktur. Dimana

parameter-parameter yang terdapat dalam Gambar 3.20 diambil sesuai dengan

dokumen FEMA 356 (2000) dan dapat dilihat pada Tabel 3.7. Secara umum

pemodelan sendi plastis berdasarkan FEMA 356 ini telah built in dalam program

SAP2000, sehingga pemodelan sendi palstis untuk kolom menggunakan default

PMM, untuk balok menggunakan default M3, untuk truss chord menggunakan

default PM3 dan untuk bracing menggunakan default P.

56

Tabel 3.7 Parameter Pemodelan dan Kriteria Penerimaan untuk Analisis Nonlinier

pada Komponen Struktur Baja

57

Tabel 3.8 Parameter Pemodelan dan Kriteria Penerimaan untuk Analisis Nonlinier

pada Komponen Struktur Baja (Lanjutan)

(Sumber: FEMA 356, 2000)

3.3.12 Kesimpulan

Setelah melakukan analisis secara mendalam pada kondisi inelastik untuk

model STF1 hingga STF3, maka dilakukan perbandingan hasil analisis antar

model STF. Dengan demikian maka dapat ditarik kesimpulan terkait pengaruh

pengurangan besar dimensi balok (reduced beam section) pada perilaku

vierendeel terhadap perilaku inelastik dari sistem struktur staggered truss framing

58

ketika diterapkan pada struktur gedung dengan variasi jumlah lantai akibat beban

gempa dengan menggunakan analisis nonlinier statik beban dorong.

3.4 Jadwal Pengerjaan Tesis

Untuk membantu proses pengerjaan Tesis selesai tepat pada waktunya,

maka disusun jadwal pengerjaan Tesis seperti terlihat dalam Tabel 3.9.

59

Tabel 3.9 Jadwal Pengerjaan Tesis

September4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4

1 Studi Literatur dan Pengerjaan Proposal Tesis2 Sidang Proposal Tesis3 Revisi Proposal Tesis4 Analisis Reduced Beam Section (RBS)5 Analisis Kontrol Dimensi6 Analisis & Evaluasi Model 17 Analisis & Evaluasi Model 28 Analisis & Evaluasi Model 39 Perbandingan Hasil Evaluasi Semua Model

10 Kesimpulan11 Sidang Tesis12 Revisi Tesis

URAIAN PEKERJAANNOOktober November Desember

Tahun 2017Januari

Tahun 2016

60

”Halaman ini sengaja dikosongkan”

61

BAB 4

ANALISA REDUCED BEAM SECTION (RBS)

4.1 Prosedur Desain Reduced Beam Section (RBS)

Dalam penggunaan RBS, ada beberapa batasan untuk mendapatkan sendi plastis yang harus diterapkan berdasarkan penelitian yang telah berhasil dilakukan oleh SAC, AISC, dan FEMA, yaitu :

a. Rasio L/d harus lebih besar 5

b. Pengurangan sayap tidak lebih dari 50%

c. Hanya berlaku untuk profil WF atau H

d. Jarak dari muka kolom ke area balok yang direduksi pada kedua sisi balok harus sama atau simetris

e. Untuk perlemahan, sendi plastis dapat diasumsikan terjadi di pertengahan panjang radius pengurangan sayap

Pada pengerjaan tesis ini menggunakan batasan karakteristik geometri balok Reduced Beam Section yang ada pada FEMA 350 [1] / 351 [12] seperti pada tabel 4.1 berikut :

Tabel 4.1 Batasan geometri RBS (FEMA 350 [1] / 351 [12])

4.2 Desain Balok RBS Radius Cut

Elemen struktur yang akan didiseain RBS adalah elemen vierendeel di setiap bagian tipe struktur. Elemen vierendeel adalah elemen WF 300x200x8x12.

FEMA 350 [1] / 351 [12] a = 0.50 – 0.75 bf b = 0.65 -0.85 db

c ≤ 0.25 bf s = a + b/2

r = (4c2 + b2) / 8c

62

4.2.1 Perhitungan Desain Balok RBS Radius Cut

Berdasarkan batasan dari FEMA 350 [1] / 351 [12], maka pada tesis ini akan menggunakan batasan paling maksimal yaitu pengurangan sayap sebesar 50%, dengan perhitungan sebagai berikut :

a. Balok WF 300x200x8x12

Karakteristik profil adalah :

db = 294 Mm Ix = 113000000 mm4

bf = 200 mm Iy = 16000000 mm4

tw = 8 mm ix = 12.5 mm

tf = 12 mm iy = 4.71 mm

r = 18 mm Zx = 823000 mm3

A = 72.38 cm2

W = 56.8 kg/m

Dengan reduksi sayap sebesar 50%, maka digunakan persyaratan sebagai berikut :

a = 75% . bf

= 0.75 . 200

= 150 mm

b = 85% . db

= 0.85 . 294

= 249.9 mm

c = 25% . bf

= 0.25 . 200

= 50 mm

s = a + b/2

= 150 + 249.9/2

= 274.95 mm

63

r = (4c2 + b2) / 8c

= (4 . 502 + 249.92) / 8 . 50

= 181,12 mm

Maka bf RBS = bf – 2c

= 200 – 2 . 50

= 100 mm

Dengan rumus (2.8) pada bab sebelumnya, maka diketahui :

ZRBS = 2 (tw (1/2 .db – tf)2 .1/2 + tf .bf RBS .(1/2 .db – 1/2 .tf))

= 484200 mm3

= 484.2 cm3

4.2.2 Perhitungan Kapasitas Balok Reduced Beam Section

Perhitungan kapasitas balok RBS ini berdasarkan FEMA-350, dengan model penelitian dan profil momen seismic dapat dilihat pada Gambar 4.1 berikut :

Gambar 4.1 Model penelitian dan profil momen seismic

Dari model penelitian tersebut maka dapat diketahui bahwa Lb/2 (panjang setengah balok) sebesar 1900 mm. Dengan menggunakan data-data properti yang digunakan oleh D.T Pachoumis et al. (2009) maka diketahui :

E = 207000 N/mm2 = 2070000 kg/cm2

64

fy = 250 N/mm2 = 2500 kg/cm2

fu = 410 N/mm2 = 4100 kg/cm2

Lb/2 = 1900 mm = 190 cm

dc = 300 mm = 30 cm

Dari gambar profil momen seismic, maka berdasar FEMA-350 dapat diketahui :

𝑀𝑀𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 = 1.1 .𝑅𝑅𝑦𝑦 .𝑓𝑓𝑦𝑦 .𝑍𝑍𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅 …(4.1)

𝑀𝑀𝑝𝑝 𝑏𝑏𝑏𝑏𝑎𝑎𝑏𝑏 = 1.1 .𝑅𝑅𝑦𝑦 .𝑓𝑓𝑦𝑦 .𝑍𝑍𝑏𝑏𝑏𝑏𝑎𝑎𝑏𝑏 …(4.2)

𝑉𝑉𝑝𝑝𝑝𝑝 = 𝑀𝑀𝑝𝑝𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎

𝐿𝐿/2 …(4.3)

𝑀𝑀𝑓𝑓 = 𝑉𝑉𝑝𝑝𝑝𝑝 . (𝐿𝐿𝑏𝑏/2) < 𝑀𝑀𝑝𝑝 𝑏𝑏𝑏𝑏𝑎𝑎𝑏𝑏 …(4.4)

Dimana :

Ry = Rasio tegangan leleh yang diinginkan dengan fy, 1.1 (FEMA-350 2.6.2)

Lb/2 = Panjang setengah balok

L/2 = Lb/2 – s , dimana s adalah jarak sendi plastis ke muka kolom

Berikut perhitungan kapasitas momen dari balok RBS :

Dari perhitungan desain Reduced Beam Section balok vierendeel diketahui :

Zbeam = 823cm3

ZRBS = 484.2 cm3

s = 274.95 mm = 27.5 cm

L/2 = Lb/2 – s

= 190 – 27.5

= 162.5 cm

65

Momen nominal pada sendi plastis (RBS) :

cmkg

ZfRM RBSyyactp

⋅==

=

14647052.484.2500.1.1.1.1

...1.1

Momen nominal balok :

cmkg

ZfRM beamyybeamp

⋅==

=

2489575823.2500.1.1.1.1

...1.1

Gaya geser pada muka kolom :

kg

LM

Vactp

pd

57.90135.162

14647052

=

=

=

Momen yang terjadi pada muka kolom :

( )

beamp

bpdf

Mcmkg

LVM

<⋅==

=

15.1712578190.57.9013

2.

4.3 Pemodelan Hinges Properties Elemen Vierendeel

Sesuai dengan subbab 3.3.4. yaitu tentang pemodelan RBS pada elemen

vierendeel, langkah selanjutnya adalah menentukan komponen hinges properties

atau sendi platis yang nantinya akan digunakan pada saat analisa nonlinier

pushover. dari Gambar 3.17 didapatkan nilai kurfatur X pada saat leleh pertama =

0.0085 1/m dan momen kurfatur pada saat leleh pertama = 109 kN-m. Kedua nilai

tersebut dimasukkan ke dalam komponen define hinges properties pada SAP2000,

seperti terlihat pada Gambar 4.2. Elemen vierendeel (arah U-S) diasumsikan

sebagai elemen balok dimana ditentukan tipe sendi plastisnya adalah untuk arah

momen PM3.

66

Gambar 4.2 Hinges Properties Elemen Vierendeel (PM3)

Selain pada RBS dilakukan juga pada elemen spandrel beam pada arah

longitudinal (arah B-T). Hal ini dilakukan agar didapatkan perilaku yang tidak

timpang antar kedua sistem struktur. Pada arah B-T tipe sendi plastis yang

digunakan adalah tipe M3. Dapat dilihat pada Gambar 4.3 yang menunjukkan

langkah modifikasi sendi plastis pada arah B-T, dimana nilai kurvatur dan

momen kurvatur dimasukkan.

67

Gambar 4.3 Hinges Properties Elemen Spandrel Beam (M3)

68


69

BAB 5

PEMODELAN DAN PERENCANAAN STRUKTUR

5.1 Respon Spektrum Desain Berdasarkan SNI 1726-2012

Berdasarkan SNI 1726-2012, respon spektrum gempa rencana harus dibuat

terlebih dahulu sesuai dengan lokasi yang diinginkan. Sesuai Gambar 3.2 dan

Gambar 3.3, diperoleh percepatan batuan dasar untuk kota Yogyakarta adalah Ss =

1.212 dan S1 = 0.444. Sedangkan untuk klasifikasi situs tergolong kelas situs SC

yang dipilih berdasarkan jenis tanah dan dapat dilihat pada Tabel 3.1.

5.1.1 Penentuan koefisien situs Fa dan Fv

Koefisien situs Fa ditentukan berdasarkan nilai SS dan kelas situs yang telah

ditentukan sebelumnya. Dari Tabel 3.2 diperoleh nilai koefisien situs Fa adalah 1.

Sedangkan koefisien situs Fv ditentukan berdasarkan parameter S1 dan kelas situs

yag telah ditentukan sebelumnya. Dari Tabel 3.3 diperoleh nilai koefisien situs Fv

adalah 1.356.

5.1.2 Perhitungan nilai SMS dan SM1

Nilai SMS dan SM1 dihitung dengan menggunakan persamaan (3.1) dan

persamaan (3.2). Perhitungannya adalah sebagai berikut:

0.602 0.44456x 1.3S1.212 1.212 x 1S

M1

MS

====

5.1.3 Perhitungan nilai SDS dan SD1

Nilai SDS dan SD1 dihitung dengan menggunakan persamaan (3.3) dan


0.402 0.602 x 32S

0.808 1.212 x 32S

D1

DS

==

==

70

5.1.4 Perhitungan nilai T0 dan TS

Nilai T0 dan TS dihitung dengan menggunakan persamaan (3.3) dan


5.1.5 Perhitungan nilai Sa

Untuk T < T0, nilai Sa dihitung sesuai persamaan (3.7). Maka, bila T = 0

diperoleh:

0.323T00.60.4 x 0.808S

0a =

⋅+=

Untuk T0 ≤ T ≤ TS, nilai Sa sama dengan SDS. Maka, bila T = 0.099 detik dan T

= 0.497 detik diperoleh nilai Sa = 0.808.

Untuk T > TS, nilai Sa dihitung sesuai persamaan (3.8).

5.1.6 Respon spektrum Kota Yogyakarta

Dengan demikian maka diperoleh respon spektrum desain untuk Kota

Yogyakarta yang digunakan dapat dilihat pada Gambar 5.1 berikut ini.

Gambar 5.1 Respon Spektrum Desain Kota Yogyakarta sesuai SNI 1726-2012

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0

Sa (g

)

Waktu (detik)

Respon SpektrumYogyakartaTanah Keras

Yogyakarta

0.497 0.8080.402

SST

099.00.8080.402 x 0.2

SS0.2T

DS

D1S

DS

D10

===

==⋅=

71

5.2 Pemodelan Struktur Staggered Truss Framing (STF)

Pemodelan gedung dengan menggunakan sistem struktur staggered truss

framing yang akan diteliti berjumlah tiga buah, yaitu model dengan kode STF1

hingga STF3. Dimana setiap model memilki jumlah lantai yang berbeda.

Sedangkan panjang vierendeel panel dan jarak antar vertical truss sama, sehingga

variabel bebas dalam penelitian ini berupa rasio perbedaan jumlah lantai gedung.

Dalam penelitian ini gedung STF yang dimodelkan tersebut didesain dengan

konsep force based, dimana setelah gedung dimodelkan terlebih dahulu akan

dilakukan kontrol penampang elemen -elemen gedung berdasarkan gaya dalam

yang terjadi. Setelah itu akan dilanjutkan dengan analisis model gedung STF

dalam kondisi nonlinier sehingga akan diketahui perilaku gedung hingga

mencapai kondisi menjelang keruntuhannya.

5.2.1 Data - data teknis gedung

Data-data teknis berikut yang terkait dalam perencanaan dan analisa gedung

STF pada penelitian ini adalah sama untuk semua model STF.

Fungsi bangunan : perkantoran

Faktor keutamaan (I) : 1

Lebar bangunan : 18 meter

Panjang bangunan : 42 meter

Tinggi total bangunan : 14 meter (4 lantai)

21 meter (6 lantai)

35 meter (10 lantai)

Mutu baja profil : BJ41 (fy = 250 MPa; fu = 410 MPa)

Mutu beton : fc' = 35 MPa

Pelat atap : Hollow core slab (HCS) tebal 200 mm

Pelat lantai : Hollow core slab (HCS) tebal 200 mm

Profil yang digunakan

Column : WF 400x400x45x70

Spandrel beam lantai : WF 300x200x8x12

Truss chord : WF 300x200x8x12

Vierendeel panel : WF 300x200x8x12

72

Truss diagonal : HSS 200x200x12

Truss hanger : HSS 200x200x12

Truss knee brace : HSS 200x200x12

Truss post : HSS 200x200x12

Truss vertical : HSS 200x200x12

Denah gedung STF yang dimodelkan dapat dilihat pada Gambar 3.4 sampai

dengan Gambar 3.7, dimana untuk arah melintang gedung (selanjutnya dalam

tesis ini disebut sebagai arah Utara-Selatan) menggunakan sistem staggered truss

framing (STF). Sedangkan pemodelan arah memanjang gedung (selanjutnya

dalam tesis ini disebut sebagai arah Barat-Timur) menggunakan sistem rangka

pemikul momen khusus / special moment resisting frame (SMRF).

Sistem struktur STF ini diaplikasikan penggunaannya pada daerah rawan

gempa, khususnya di Kota Yogyakarta dengan jenis tanah keras. Pemodelan

sistem struktur STF pada arah U-S menggunakan nilai faktor reduksi gempa (R)

sebesar 7. Sedangkan sistem struktur SMRF pada arah B-T menggunakan nilai

faktor reduksi gempa (R) sebesar 8.

5.2.2 Pembebanan

Beban - beban yang bekerja pada gedung ini meliputi beban mati, beban

hidup dan beban gempa. Nilai beban-beban tersebut yang bekerja pada semua

model gedung STF adalah sama. Perhitungan mengenai beban - beban yang

bekerja adalah sebagai berikut:

Beban mati

Perhitungan beban mati diambil berdasarkan ketentuan dalam SNI 03-1727-

1989 tentang tata cara pembebanan untuk rumah dan gedung.

Berat sendiri

Berat sendiri yang meliputi berat pelat atap/lantai dan berat profil baja sudah

secara otomatis dihitung oleh program bantu SAP2000, dimana untuk berat jenis

beton sebesar 24 kN/m3 dan berat profil baja sebesar 78.5 kN/m3.

73

Pada pelat atap

Beban mati tambahan pada pelat atap diuraikan sebagai berikut:

• Adukan semen (1cm) : 0.21 kN/m2

• Water proofing : 0.14 kN/m2

• Plafond : 0.11 kN/m2

• Penggantung plafond : 0.068 kN/m2

Pada pelat lantai

Beban mati tambahan pada pelat lantai diuraikan sebagai berikut:

• Adukan semen (2cm) : 0.42 kN/m2

• Keramik : 0.11 kN/m2

• Plafond : 0.11 kN/m2

• Penggantung plafond : 0.068 kN/m2

Dinding

Dinding direncanakan menggunakan bata ringan, sehingga berat dari dinding ini

diambil sesuai dengan data yang diberikan oleh produsen bata ringan dalam

brosurnya. Dinding gedung ini menggunakan bata ringan produksi Citicon dengan

berat jenis sebesar 600 kg/m3.

Beban hidup

Nilai beban hidup yang dipakai diambil berdasarkan ketentuan dalam SNI

03-1727-1989 tentang tata cara pembebanan untuk rumah dan gedung. Nilai

beban hidup untuk pelat atap sebesar 1 kN/m2, sedangkan beban hidup untuk pelat

lantai sebesar 2.4 kN/m2.

Beban gempa

Beban gempa direncanakan sesuai SNI 1726-2012 tentang tata cara

perencanaan ketahan gempa untuk struktur bangunan gedung dan non gedung.

Respon spektrum desain untuk Kota Yogyakarta yang digunakan telah dijelaskan

pada subbab 5.1.

74

5.2.3 Pemodelan gedung STF1

Pemodelan struktur gedung STF1 ini dimodelkan dalam bentuk tiga dimensi

seperti terlihat pada Gambar 5.2 (a). Pada arah melintang gedung (arah U-S),

bentuk portal staggered truss yang digunakan untuk as ganjil terlihat pada

Gambar 5.2 (c), sedangkan untuk portal yang digunakan untuk as genap terlihat

pada Gambar 5.2 (d). Gambar 5.2 (b) menunjukan sistem rangka pemikul momen

khusus yang digunakan pada arah memanjang gedung (arah B-T). Untuk model

gedung STF1, rasio perbandingan lebar vierendeel panel dan jarak antar vertical

truss adalah 3.8 m : 2.367m = 1.6.

(a) (b)

(c) (d)

Gambar 5.2 Pemodelan Gedung STF1

75

a. Perhitungan berat tiap lantai untuk gedung STF1

Berat tiap lantai untuk gedung STF1 ini dihitung berdasarkan beban-beban

yang telah diuraikan pada subbab 5.3.2 yang mengacu pada SNI 03-1727-1989.

Tabel 5.1 merangkum perhitungan berat untuk lantai 2, sedangkan Tabel 5.2

menunjukan perhitungan berat untuk masing-masing lantai 3 hingga lantai 4 dan

Tabel 5.3 merangkum perhitungan berat untuk atap gedung.

Tabel 5.1 Perhitungan Berat Lantai 2 untuk Gedung STF1

No. Elemen Profil Elemen Berat Jenis Dimensi (m) Jumlah

Elemen

Berat Total per elemen

(kg) p l 1 Kolom WF400x45x70 605 kg/m' 3.5 - 16 33880 2 Truss Chord WF300x200 56.8 kg/m' 14.2 - 8 6452.48 3 Vierendeel Panel WF300x200 56.8 kg/m' 3.8 - 8 1726.72 4 Truss Diagonal HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 5 Truss Vertikal HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 6 Truss Hanger HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 7 Truss Post HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 8 Truss Knee Braces HSS200 67.92 kg/m' 4.225 - 16 4591.392

9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2

10 Dinding Bata Ringan 60 kg/m2 138 3.5 1 28980

11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340

12 Super Dead Load - 70.8 kg/m2 42 18 1 53524.8

13 Live Load - 250 kg/m2 42 18 0.3 56700 Berat Total (kg) 390966.6

Berat Total (kN) 3909.67

Tabel 5.2 Perhitungan Berat Lantai 3 hingga Lantai 4 untuk Gedung STF1

No. Elemen Profil Elemen Berat Jenis

Dimensi (m)

Jumlah Elemen


(kg) p l 1 Kolom WF400x30x50 605 kg/m' 3.5 - 16 33880 2 Truss Chord WF300x200 56.8 kg/m' 14.2 - 8 6452.48 3 Vierendeel Panel WF300x200 56.8 kg/m' 3.8 - 8 1726.72 4 Truss Diagonal HSS200 67.92 kg/m' 4.225 - 24 6887.088

76

Lanjutan Tabel 5.3 Perhitungan Berat Lantai 3 hingga Lantai 4 untuk Gedung

STF1

5 Truss Vertikal HSS200 67.92 kg/m' 3.5 - 24 5705.28 6 Truss Hanger HSS200 67.92 kg/m' 3.5 - 24 5705.28 7 Truss Post HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 8 Truss Knee Braces HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0

9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340




Tabel 5.4 Perhitungan Berat Lantai Atap untuk Gedung STF1


Dimensi (m)

Jumlah Elemen


(kg) p l 1 Kolom WF400x30x50 605 kg/m' 3.5 - 16 33880 2 Truss Chord WF300x200 56.8 kg/m' 14.2 - 8 6452.48 3 Vierendeel Panel WF300x200 56.8 kg/m' 3.8 - 8 1726.72 4 Truss Diagonal HSS200 67.92 kg/m' 4.225 - 24 6887.088 5 Truss Vertikal HSS200 67.92 kg/m' 3.5 - 24 5705.28 6 Truss Hanger HSS200 67.92 kg/m' 3.5 - 24 5705.28 7 Truss Post HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0 8 Truss Knee Braces HSS200 67.92 kg/m' 0 - 0 0

9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340




77

b. Perhitungan gaya lateral statik ekivalen untuk gedung STF1

Perhitungan beban lateral statik ekivalen ini dilakukan berdasarkan SNI

1726-2012 pasal 7.8.3, dimana gaya geser nominalnya diperoleh dengan

persamaan:

V = Cs . Wt (5.1)

Dari hasil analisa modal dengan SAP2000 untuk gedung STF1 diperoleh:

TBT (SMRF) = 0.795 detik

TUS (STF) = 0.370 detik

Penentuan nilai Cs dihitung mengikuti persamaan - persamaan sebagai berikut:

1. Cs maksimum

=

IR

S maks Cs DS

(5.2)

101.0

18

0.808 maks Cs (BT) =

=

115.0

17

0.808 maks Cs (US) =

=

2. Cs hitungan

=

IR . T

Shitungan Cs D1

(5.3)

0.063

18 x 0.795

0.402hitungan Cs (BT) =

=

155.0

17x 370.0

0.402hitungan Cs (US) =

=

3. Cs minimum

Cs minimum = 0.044 . SDS . I ≥ 0.01 (5.4)

Cs minimum (BT) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0355

Cs minimum (US) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0355

78

Berdasarkan perhitungan diatas, terlihat bahwa untuk arah B-T Cshitungan

berada diantara Csmaks dan Csmin sehingga Cs(BT) bernilai 0.063. Sedangkan untuk

arah U-S terlihat bahwa Cshitungan lebih besar dari Csmaks sehingga Cs(US) bernilai

0.115.

Nilai periode fundamental (T) memilki nilai batas minimum dan

maksimum yang dihitung sesuai persamaan - persamaan sebagai berikut:

1. T minimum:

Tmin = Cr . hnx (5.5)

Tmin (BT) = 0.0724 x 140.8 = 0.5979 detik

Tmin (US) = 0.0488 x 140.75 = 0.3532 detik

2. T maksimum

Tmax = Cu . Tmin (5.6)

Tmax (BT) = 1.4 x 0.5979 = 0.837 detik

Tmax (US) = 1.4 x 0.3532 = 0.494 detik

Dengan membandingkan antara Thasil SAP, Tmin dan Tmax maka ditentukan nilai T

yang digunakan adalah TBT (SMRF) = 0.795 detik dan TUS (STF) = 0.370 detik.

Jadi, diperoleh total gaya geser nominal statik ekivalen untuk masing-masing arah

yaitu sebagai berikut:

VBT (SMRF) = Cs (BT) . Wt = 0.063 x 16232.55 kN = 1206 kN

VUS (STF) = Cs (US) . Wt = 0.115 x 16232.55 kN = 1873.7 kN

Distribusi gaya lateral tiap lantai dihitung dengan persamaan:

Fi = Cvx . V (5.7)

dengan:

∑=

= n

1i

kii

ki

vx

hw

hwC (5.8)

dimana:

Cvx = faktor distribusi vertikal

V = gaya geser dasar desain total

wi = berat seismik efektif struktur pada tingkat-i

hi = tinggi dari dasar sampai tingka-i (m)

k = eksponen yang terkait dengan periode struktur sebagai berikut:

79

• untuk T < 0.5 detik, k = 1;

• untuk T > 2.5 detik, k = 2;

• untuk 0.5 ≤ T ≤ 2.5, nilai k adalah hasil interpolasi.

Untuk lebih singkat perhitungan distribusi gaya lateral tiap lantai untuk gedung

STF1 ditampilkan pada Tabel 5.4.

Tabel 5.4 Perhitungan Distribusi Gaya Lateral Statik Ekivalen Gedung STF1

Lantai Tinggi

(m) Berat (kN)

Arah B-T Arah U-S

whk Cvx FiBT (kN) whk Cvx

FiUS (kN)

Atap 14 4107.628 84873.69 0.422977 433.9826 57506.8 0.401937 753.1096 Lantai 4 10.5 4107.628 61010.68 0.304053 311.9645 43130.1 0.301453 564.8322 Lantai 3 7 4107.628 38312.56 0.190935 195.9027 28753.4 0.200969 376.5548 Lantai 2 3.5 3909.666 16461.06 0.082035 84.16994 13683.83 0.095642 179.2036

Total 16232.55 200658 1 1026.02 143074.1 1 1873.7

Gambar 5.3 menunjukan bahwa gaya gempa statik ekivalen yang diterima

arah U-S (portal STF) dari gedung STF1 lebih besar dari pada gaya gempa statik

ekivalen yang diterima arah B-T (portal SMRF). Hal ini disebabkan karena nilai

Cs-US lebih besar daripada Cs-BT sehingga nilai base shear rencana yang diterima

portal STF1 akan lebih besar pula dibandingkan dengan base shear rencana pada

portal SMRF.

80

Gambar 5.3 Distribusi Gaya Lateral Tiap Lantai Gedung STF1









truss adalah 3.8 m : 2.367m = 1.6.

1

2

3

4

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Lant

ai k

e-

Gaya Lateral (kN)

Arah B-T

Arah U-S

81

(a) (b)

(c) (d)



Berat tiap lantai untuk gedung STF2 ini dihitung berdasarkan beban-beban





82



Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340






Dimensi (m)

Jumlah Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


83


STF2

11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340






Dimensi (m)

Jumlah Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340







persamaan (5.1). Dari hasil analisa modal dengan SAP2000 untuk gedung STF2

diperoleh:


84


Penentuan nilai Cs dihitung mengikuti persamaan (5.2) hingga persamaan (5.4)

sebagai berikut:

1. Cs maksimum

=

IR

S maks Cs DS

101.0

18


=

115.0

17


=

2. Cs hitungan

=

IR . T

Shitungan Cs D1

0.041

18 x 1.228


=

1062.0

17 x 541.0


=

3. Cs minimum

Cs minimum = 0.044 . SDS . I ≥ 0.01

Cs minimum (BT) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0356

Cs minimum (US) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0356


berada diantara Csmaks dan Csmin sehingga Cs(BT) bernilai 0.041. Sedangkan untuk

arah U-S terlihat bahwa Cshitungan berada diantara Csmaks dan Csmin sehingga Cs(US)

bernilai 0.106.


maksimum yang dihitung sesuai persamaan-persamaan sebagai berikut:

85

1. T minimum

Tmin (BT) = 0.0724 x 210.8 = 0.827 detik

Tmin (US) = 0.0488 x 210.75 = 0.478 detik

2. T maksimum

Tmax (BT) = 1.4 x 0.827 = 1.15 detik

Tmax (US) = 1.4 x 0.478 = 0.67 detik





VBT (SMRF) = Cs (BT) . Wt = 0.041 x 24447.8 kN = 1000.4 kN


Distribusi gaya lateral tiap lantai dihitung dengan persamaan (5.7) dan persamaan

(5.8). Untuk lebih singkat perhitungan distribusi gaya lateral tiap lantai untuk

gedung STF2 ditampilkan pada Tabel 5.8.


Lantai Tinggi

(m) Berat (kN)

Arah B-T Arah U-S


FiUS (kN)

Atap 21 4107.628 40295.41 0.256967 257.0718 91815.49 0.288755 749.3771 Lantai 6 17.5 4107.628 35145.5 0.224125 224.217 76227.47 0.239732 622.1512 Lantai 5 14 4107.628 29729.47 0.189587 189.6645 60703.65 0.19091 495.4494 Lantai 4 10.5 4107.628 23959.8 0.152793 152.8558 45260.03 0.142341 369.4021 Lantai 3 7 4107.628 17677.25 0.112729 112.7752 29923.59 0.094108 244.2295 Lantai 2 3.5 3909.666 10004.39 0.063799 63.82481 14039.81 0.044154 114.5897

Total 24447.81 156811.8 1 1000.409 317970 1 2595.199

Gambar 5.5 menunjukan bahwa gaya ge mpa statik ekivalen yang diterima





portal SMRF.

86










truss adalah 3.8 m : 2.367m = 1.6.

1

2

3

4

5

6

7

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Lant

ai k

e-

Gaya Lateral (kN)

Arah B-T

Arah U-S

87

(a) (b)

(c) (d)



Berat tiap lantai untuk gedung STF2ini dihitung berdasarkan beban-beban





88



Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340






Dimensi (m)

Jumlah Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340

89


STF3






Dimensi (m)

Jumlah Elemen



9 Spandrel Beam

Lantai WF 300x200 56.8 kg/m' 42 - 2 4771.2


11 Pelat HCS200 265 kg/m2 42 18 1 200340







persamaan (5.1). Dari hasil analisa modal dengan SAP2000 untuk gedung STF3

diperoleh:



90

Penentuan nilai Cs dihitung mengikuti persamaan (5.2) hingga persamaan (5.4)

sebagai berikut:

1. Cs maksimum

=

IR

S maks Cs DS

101.0

18


=

115.0

17


=

2. Cs hitungan

=

IR . T

Shitungan Cs D1

024.0

18 x 2.11


=

065.0

17x 88.0


=

3. Cs minimum

Cs minimum = 0.044 . SDS . I ≥ 0.01

Cs minimum (BT) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0355

Cs minimum (US) = 0.044 x 0.808 x 1 = 0.0355


berada di bawahCsmin sehingga Cs(BT) bernilai 0.035. Sedangkan untuk arah U-S

terlihat bahwa Cshitungan berada diantara Csmaks dan Csmin sehingga Cs(US) bernilai

0.065.


maksimum yang dihitung sesuai persamaan-persamaan sebagai berikut:

1. T minimum

91

Tmin (BT) = 0.0724 x 350.8 = 1.244 detik

Tmin (US) = 0.0488 x 350.75 = 0.702 detik

2. T maksimum

Tmax (BT) = 1.4 x 1.244 = 1.7416 detik

Tmax (US) = 1.4 x 0.702 = 0.9828 detik





VBT (SMRF) = Cs (BT) . Wt = 0.035 x 40878.32 kN = 1453.3 kN


Distribusi gaya lateral tiap lantai dihitung dengan persamaan (5.7) dan persamaan

(5.8). Untuk lebih singkat perhitungan distribusi gaya lateral tiap lantai untuk

gedung STF3 ditampilkan pada Tabel 5.12.


Lantai Tinggi

(m) Berat (kN)

Arah B-T Arah U-S


FiUS (kN)

Atap 35 4107.628 1307752 0.231092 335.8472 282508.9 0.197262 526.2377 Lantai 10 31.5 4107.628 1102434 0.19481 283.1189 249218.8 0.174017 464.2272 Lantai 9 28 4107.628 910823.7 0.160951 233.911 216625.3 0.151259 403.5144 Lantai 8 24.5 4107.628 733549.4 0.129625 188.3847 184798.7 0.129036 344.2299 Lantai 7 21 4107.628 571358.4 0.100964 146.732 153826.8 0.10741 286.5378 Lantai 6 17.5 4107.628 425163.4 0.07513 109.1873 123824.5 0.086461 230.6515 Lantai 5 14 4107.628 296117.9 0.052327 76.04681 94947.5 0.066297 176.8615 Lantai 4 10.5 4107.628 185754.4 0.032825 47.70406 67422.74 0.047078 125.5904 Lantai 3 7 4107.628 96270.91 0.017012 24.72358 41615.76 0.029058 77.51891 Lantai 2 3.5 3909.666 29790.24 0.005264 7.650508 17361.24 0.012122 32.33929

Total 40878.32 5659014 1 1453.306 1432150 1 2667.709

Gambar 5.7 menunjukan bahwa gaya gempa statik ekivalen yang diterima



92



portal SMRF.


5.3. Kontrol Kekuatan Elemen Penampang

Kekuatan elemen penampang dilakukan dengan menggunakan metode

LRFD sesuai SNI 03-1729-2000 tentang tata cara perencanaan perhitungan

struktur baja untuk bangunan gedung, dimana persamaan - persamaan yang

digunakan tercantum dalam persamaan (3.20) hingga persamaan (3.50). Secara

ringkas, hasil perhitungan kontrol elemen gedung staggered truss framing (STF)

ditabelkan pada Lampiran 1 hingga Lampiran 5.

5.4. Desain Sendi Plastis Balok, Kolom dan Bracing untuk Analisis Nonlinier

Pemodelan sendi plastis digunakan untuk mendefinisikan perilaku nonlinier

dari elemen struktur yang meliputi balok, kolom dan bracing. Untuk semua

gedung STF yang dimodelkan dalam penelitian ini, sendi plastis diasumsikan

terletak pada masing - masing ujung elemen balok maupun kolom, sedangkan

untuk bracing diasumsikan sendi plastis terjadi pada tengah - tengah bentang.

123456789

1011

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Lant

ai k

e-

Gaya Lateral (kN)

Arah B-T

Arah U-S

93

Gambar 5.8 Kriteria Penerimaan untuk Analisis Nonlinier (FEMA, 2000)

Gambar 5.8 menunjukan kurva hubungan beban dengan perpindahan yang

menggambarkan kriteria penerimaan untuk suatu elemen struktur. Dimana

parameter-parameter yang terdapat dalam Gambar 5.8 diambil sesuai dengan

dokumen FEMA 356 (2000) dan dapat dilihat pada Tabel 5.13. Secara umum

pemodelan sendi plastis berdasarkan FEMA 356 ini telah built in dalam program

SAP2000, sehingga pemodelan sendi palstis untuk kolom menggunakan default

PMM, untuk balok menggunakan default M3, untuk truss chord menggunakan

default PM3 dan untuk bracing menggunakan default P.

94


Nonlinier pada Komponen Struktur Baja

95


Nonlinier pada Komponen Struktur Baja (Lanjutan)

(Sumber: FEMA 356, 2000)

96


97

BAB 6

HASIL PENELITIAN DAN PEMBAHASAN

6.1 Pembahasan Hasil Analisis Gedung STF 1

Gedung STF 1, seperti sudah dijelaskan sebelumnya, merupakan gedung 4

lantai dan memiliki rasio perbandingan lebar vierendeel panel dan jarak antar

vertical truss adalah 3.8m : 2.3667m = 1.6.

6.1.1 Kontrol jumlah ragam, gaya geser dasar dan simpangan gedung STF1

a. Kontrol jumlah ragam (mode) gedung STF1

Sesuai SNI 1726-2012 pasal 7.9.1 analisis harus menyertakan jumlah ragam

yang cukup untuk mendapatkan partisipasi massa ragam terkombinasi sebesar

paling sedikit 90 persen dari massa aktual dalam masing-masing arah dari respon

yang ditinjau. Tabel 6.1 adalah hasil analisa partisipasi massa untuk gedung STF1.

Dimana kolom SumUX adalah untuk struktur STF (arah U-S) dan kolom SumUY

adalah untuk struktur SMRF (arah B-T). Dapat dilihat bahwa pada kolom SumUX

dan SumUY untuk mode terakhir (mode 28) masing - masing bernilai 0.90 dan

0.995 atau 90% dan 99.5% yang berarti sudah memenuhi syarat minimal 90%.

Tabel 6.1 Hasil Analisis Partisipasi Massa Gedung STF1

OutputCase StepType StepNum SumUX SumUY Text Text Unitless Unitless Unitless

MODAL Mode 1 0 0.82377 MODAL Mode 2 0.77537 0.82377 MODAL Mode 3 0.8456 0.82377 MODAL Mode 4 0.8456 0.95502 MODAL Mode 5 0.8456 0.95502 MODAL Mode 6 0.8456 0.95502 MODAL Mode 7 0.8456 0.95502 MODAL Mode 8 0.8456 0.95502 MODAL Mode 9 0.8456 0.95502 MODAL Mode 10 0.88661 0.95502 MODAL Mode 11 0.88661 0.95502 MODAL Mode 12 0.89927 0.95502 MODAL Mode 13 0.89927 0.95502

98

Tabel 6.1 Lanjutan Hasil Analisis Partisipasi Massa Gedung STF1

MODAL Mode 14 0.89927 0.95502 MODAL Mode 15 0.89927 0.95502 MODAL Mode 16 0.89927 0.95502 MODAL Mode 17 0.89927 0.95502 MODAL Mode 18 0.89927 0.95502 MODAL Mode 19 0.89927 0.95502 MODAL Mode 20 0.89927 0.99472 MODAL Mode 21 0.89927 0.99472 MODAL Mode 22 0.89927 0.99472 MODAL Mode 23 0.89927 0.99472 MODAL Mode 24 0.89929 0.99472 MODAL Mode 25 0.89929 0.99472 MODAL Mode 26 0.89934 0.99472 MODAL Mode 27 0.89961 0.99472 MODAL Mode 28 0.90007 0.99472

b. Kontrol gaya geser dasar (base shear) gedung STF1

Berdasarkan SNI 1726-2012 pasal 7.9.4.1 dinyatakan bahwa bila kombinasi

respons untuk gaya geser dasar analisis dinamis (Vt) lebih kecil dari 85 persen

dari gaya geser dasar yang dihitung (V) menggunakan prosedur gaya lateral statik

ekivalen, maka gaya harus dikalikan skala 0.85V/Vt. Maka, untuk analisa dinamis

respon spektrum terlebih dahulu harus dikontrol nilai gaya geser dasarnya. Dari

hasil perhitungan gaya geser berdasarkan statik ekivalen untuk gedung STF1 pada

subbab 5.2.3 adalah:

VB-T = 1026 kN

VU-S = 1873.7 kN

Maka, 85 persen dari gaya geser dasar berdasarkan prosedur statik ekivalen

adalah:

0.85 VB-T = 872.1 kN

0.85 VU-S = 1592.6 kN

Dari hasi SAP2000 pada gedung STF1 untuk analisis dinamis respon

spektrum didapatkan nilai gaya deser arah B-T = 859.1 kN dan arah U-S = 1603

kN, dimana arah B-T kurang dari nilai 85% gaya geser dasar statik, sehingga perlu

99

dikalikan faktor skala pembesar sebesar 1.017, sehingga didapatkan base shear B-T

koreksi = 873.8 kN dan memenuhi seperti yang disyaratkan. Hal ini menunjukkan

bahwa perilaku dinamis struktur gedung memenuhi syarat kontrol gaya dassar.

c. Kontrol simpangan antar lantai (inter story drift) gedung STF1

Kontrol terhadap simpangan antar lantai dilakukan berdasarkan SNI 1726-

2012 pasal 7.9.3. Kontrol terhadap simpangan antar lantai untuk arah B-T (portal

SMRF) dan arah U-S (portal STF) yang terjadi pada gedung STF1 ini dilakukan

dengan analisis dinamis respon spektrum maupun analisis statik ekivalen. Tabel

6.2 merangkum hasil perhitungan simpangan antar lantai berdasarkan analisis

dinamis respon spektrum dan Tabel 6.3 menunjukan hasil perhitungan simpangan

antar lantai berdasarkan analisis statik ekivalen untuk gedung STF1. Dari hasil

perhitungan tersebut diketahui bahwa simpangan antar lantai yang terjadi pada

gedung STF1 ini masih memenuhi syarat yang ditentukan.


Spektrum untuk Gedung STF1

Lantai Tinggi Lantai

Arah B-T Arah U-S Story drift ijin

(mm)

Story drift ≤ Story drift ijin

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Atap 3.5 11.77 2.39 13.17 6.65 0.97 5.32 70 OK 4 3.5 9.38 3.15 17.34 5.69 1.35 7.41 70 OK 3 3.5 6.23 3.59 19.77 4.34 2.30 12.64 70 OK 2 3.5 2.63 2.63 14.48 2.04 2.04 11.23 70 OK

Tabel 6.3 Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Statik Ekivalen

untuk Gedung STF1



(mm)


Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Atap 3.5 14.94 3.13 17.21 5.33 0.85 4.66 70 OK 4 3.5 11.81 4.07 22.37 4.49 1.06 5.86 70 OK

100

Tabel 6.3 Lanjutan Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Statik

Ekivalen untuk Gedung STF1

3 3.5 7.74 4.52 24.87 3.42 1.81 9.97 70 OK 2 3.5 3.22 3.22 17.71 1.61 1.61 8.84 70 OK

Gambar 6.1 dan 6.2 menampilkan perbandingan total drift dan inter story

drift yang terjadi pada kedua arah untuk model STF1. Dari kedua gambar tersebut

menunjukan bahwa dengan menggunakan analisa statik ekivalen yang merupakan

metode analisa pendekatan untuk gedung yang beraturan memberikan hasil

simpangan yang lebih besar dari anaisa respon spektrum untuk arah B-T.

Sedangkan untuk arah U-S terlihat lebih kecil. Dari gambar-gambar tersebut juga

menunjukan bahwa sistem struktur STF ini memiliki kekakuan yang lebih besar

dibandingkan dengan sistem struktur MRF. Hal ini ditunjukan dari portal STF

memiliki simpangan yang lebih kecil dibandingkan dengan portal SMRF.

Gambar 6.1 Perbandingan Total Drift Gedung STF1

1

2

3

4

5

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Lant

ai k

e-

Total drift (mm)

Arah B-T (Statik Ekivalen)

Arah U-S (Statik Ekivalen)

Arah B-T (Resp. Spektrum)

Arah U-S (Resp. Spektrum)

101

Gambar 6.2 Perbandingan Inter Story Drift Gedung STF1

6.1.2 Hasil analisis nonlinier beban dorong gedung STF1

a. Kurva kapasitas dan daktilitas struktur

Dari hasil analisis beban dorong (pushover) untuk gedung STF1 diperoleh

kurva kapasitas struktur yang berupa hubungan antara perpindahan struktur

gedung (lantai atap) dengan base force. Gambar 6.3 menunjukan kurva kapasitas

struktur gedung STF1 untuk arah B-T (portal SMRF) dan Gambar 6.4 untuk arah

U-S (portal STF).

Gambar 6.3 Kurva Kapasitas Struktur Gedung STF1 Arah B-T

1

2

3

4

5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

Lant

ai k

e-

Inter Story Drift (mm)





102

Gambar 6.4 Kurva Kapasitas Struktur Gedung STF1 Arah U-S

Daktilitas (μ∆) struktur dihitung dengan menggunakan persamaan (3.73).

Dari Gambar 6.3 dan 6.4 diperoleh simpangan lantai atap saat leleh pertama (δy)

dan saat ultimit (δu) untuk kedua arah. Tabel 6.4 merangkum perhitungan

daktilitas struktur untuk gedung STF1.

Tabel 6.4 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF1

Arah δy (mm) Vy (kN) δu (mm) Vu (kN) μ∆ B-T 124.7 12904.06 385.06 23068.60 3.09 U-S 56.9 21600.11 182.26 35752.41 3.20

Dari Tabel 6.4 diketahui bahwa untuk arah B-T atau portal SMRF memilki

nilai daktilitas sebesar 3.09, sedangkan untuk arah U-S atau portal STF memiliki

nilai daktilitas sebesar 3.20. Terlihat bahwa kemampuan sistem STF pada STF1

untuk berdeformasi saat kondisi pasca elastik adalah lebih besar dari kemampuan

yang dimilki oleh sistem SMRF. Dari Tabel 5.5 juga diketahui bahwa gaya lateral

yang mampu diterima dari sistem STF lebih besar daripada sistem SMRF. Hal ini

menunjukkan bahwa sistem STF lebih daktail daripada sistem SMRF.

103

b. Performance Point dan Kinerja Struktur

Untuk mengevaluasi tingkat kinerja struktur berdasarkan hasil analisis

pushover, terlebih dahulu dihitung target perpindahan maksimum (δt) yang terjadi

pada titik kontrol tertentu (dalam hal ini pusat massa lantai atap) saat gedung

mengalami gempa rencana. Target perpindahan dapat dihitung dengan

menggunakan metode spektrum kapasitas yang telah built in dalam program

SAP2000. Tetapi nilai koefisien Ca = Sa = 0.323 dan Cv = SD1 = 0.402 perlu

diinputkan untuk proses perhitungan kurva demand. Gambar 6.5 menunjukan

hasil analisa performance point arah B-T untuk gedung STF1, dimana diperoleh

target perpindahan δt-BT = 98.4 mm dengan base force Vt-BT = 7625.9 kN.

Sedangkan Gambar 6.6 menunjukan hasil analisa performance point arah U-S

untuk gedung STF1, dimana diperoleh target perpindahan δt-US = 28.5 mm dengan

base force Vt-US = 12222.5 kN. Nilai base force saat performance point untuk arah

tersebut lebih besar dari nilai base force saat pertama kali leleh (Vy) untuk

masing-masing arah seperti tercantum pada Tabel 5.4. Dengan demikian maka

dapat disimpulkan gedung STF1 ini pada kedua arahnya telah bersifat inelastik

saat gempa rencana terjadi.

Gambar 6.5 Performance Point Gedung STF1 Arah B-T

104

Gambar 6.6 Performance Point Gedung STF1 Arah U-S

Berdasarkan nilai perpindahan atap saat gempa rencana terjadi tersebut

dievaluasi tingkat kinerja dari struktur gedung STF1 ini. Saat struktur gedung

STF1 arah B-T mencapai performance point diperoleh nilai perpindahan lantai

atap sebesar 98.4 mm. Nilai ini bila dilihat pada hasil analisa pushover dalam

Tabel 6.5 berada antara step 2 dan step 3 dan menunjukan bahwa tingkat kinerja

struktur berada antara kondisi B dan IO. Sedangkan untuk arah U-S dengan nilai

perpindahan atap saat performance point sebesar 28.5 mm, berdasarkan Tabel 6.6

maka berada antara step 1 dan step 2 dan menunjukan tingkat kinerja struktur

berada antara kondisi B dan IO. Dengan demikian maka pada saat gempa rencana

terjadi, pada kedua arah gedung STF1 ini dalam kondisi terparahnya masih dalam

kondisi sangat aman Immediate Occupancy, sehingga kondisi ini menunjukan

kinerja yang sangat baik untuk gedung STF1.

Tabel 6.5 Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF1 Arah B-T

Step Displacement (mm)

Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 895 0 0 0 0 0 0 0 895 1 49.83 3814.48 891 4 0 0 0 0 0 0 895 2 99.83 7628.96 891 4 0 0 0 0 0 0 895 3 115.00 8786.55 879 16 0 0 0 0 0 0 895 4 175.27 11829.59 845 34 16 0 0 0 0 0 895

105

Tabel 6.5 Lanjutan Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF1

Arah B-T

5 227.98 14080.42 805 74 0 16 0 0 0 0 895 6 250.55 14733.64 803 76 0 4 12 0 0 0 895 7 251.06 14742.36 803 76 0 4 12 0 0 0 895

Tabel 6.6 Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF1 Arah U-S


Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 895 0 0 0 0 0 0 0 895 1 3.71 1528.91 889 6 0 0 0 0 0 0 895 2 59.65 22645.69 817 78 0 0 0 0 0 0 895 3 79.35 27408.98 775 111 9 0 0 0 0 0 895 4 131.21 33080.32 742 131 11 10 1 0 0 0 895 5 151.54 34959.48 714 128 36 5 6 6 0 0 895 6 167.47 35467.03 676 156 38 9 10 6 0 0 895 7 182.26 35752.41 647 179 34 14 10 10 1 0 895

c. Mekanisme keruntuhan

Gambar 6.7 menunjukan mekanisme terjadinya sendi plastis pada gedung

STF1 untuk arah B-T yang diambil pada portal terkritis. Gambar 6.7 (a)

merupakan kondisi dimana mulai terjadi pelelehan pertama kali pada ujung

spandrel beam di lantai dua yang terjadi pada step 3, sedangkan Gambar 6.7 (b)

adalah kondisi dimana struktur mengalami kondisi ultimit dengan sebagian besar

ujung bawah kolom lantai dasar telah mengalami gagal atau collapse pada step 6.

(a) Step 3 (b) Step 6

Gambar 6.7 Mekanisme Keruntuhan Gedung STF1 Arah B-T

106


Gambar 6.8 Mekanisme Keruntuhan Gedung STF1 Arah U-S

Dalam Gambar 6.8 menunjukan mekanisme keruntuhan yang terjadi pada

gedung STF1 untuk arah U-S yang diambil pada portal terkritis. Gambar 6.8 (a)

merupakan kondisi dimana mulai terjadi pelelehan pertama kali pada elemen

vierendeel seperti yang diharapkan, yang kemudian diikuti oleh semua elemen

vierendeel dan elemen-elemen truss di area sekitar vierendeel dan ujung bawah

kolom. Sedangkan Gambar 6.8 (b) adalah kondisi struktur saat mengalami kondisi

ultimit dimana telah terjadi collapse pada elemen diagonal chord yang berada

disekitar vierenceel panel.













107


0.974 atau 90.9% dan 97.4% yang berarti sudah memenuhi syarat minimal 90%.


OutputCase StepType StepNum SumUX SumUY Text Text Unitless Unitless Unitless

MODAL Mode 1 0 0.81295 MODAL Mode 2 0.69088 0.81295 MODAL Mode 3 0.85446 0.81295 MODAL Mode 4 0.85446 0.92625 MODAL Mode 5 0.90917 0.92625 MODAL Mode 6 0.90918 0.92625 MODAL Mode 7 0.90918 0.97369 MODAL Mode 8 0.90918 0.97369



respons untuk gaya geser dasar analisis dinamis (Vt) lebih kecil dari 85 persen

dari gaya geser dasar yang dihitung (V) menggunakan prosedur gaya lateral statik


respon spektrum terlebih dahulu harus dikontrol nilai gaya geser dasarnya. Dari

hasil perhitungan gaya geser berdasarkan statik ekivalen untuk gedung STF2 pada

subbab 5.2.4 adalah:

VB-T = 1000.4 kN

VU-S = 2595.2 kN


adalah:

0.85 VB-T = 850.3 kN

0.85 VU-S = 2205.9 kN


spketrum didapatkan nilai gaya deser arah B-T = 892.5 kN dan arah U-S =

1727.5 kN. Terlihat bahwa pada gedung STF2 untuk analisis dinamis respon

spketrum terjadi gaya geser dasar yang kurang dari 85% gaya geser dasar statik

yaitu untuk arah U-S, sehingga perlu dikalikan faktor skala sebesar 1.28, sehingga

108

didapatkan base shear U-S koreksi = 2228.5 kN dan memenuhi seperti yang

disyaratkan.







dinamis respon spektrum dan Tabel 6.9 menunjukan hasil perhitungan simpangan

antar lantai berdasarkan analisis statik ekivalen untuk gedung STF2. Dari hasil

perhitungan tersebut diketahui bahwa simpangan antar lantai yang terjadi pada

gedung STF2 ini masih memenuhi syarat yang ditentukan.





(mm)


Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Atap 3.5 18.70 1.91 10.48 15.35 1.02 5.62 70 OK 6 3.5 16.80 2.62 14.43 14.33 1.40 7.72 70 OK 5 3.5 14.17 3.36 18.49 12.92 2.52 13.84 70 OK 4 3.5 10.81 3.89 21.41 10.41 2.88 15.83 70 OK 3 3.5 6.92 4.08 22.45 7.53 4.04 22.21 70 OK 2 3.5 2.83 2.83 15.59 3.49 3.49 19.20 70 OK

Tabel 6.9 Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Statik Ekivalen

untuk Gedung STF2



(mm)


Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Atap 3.5 21.95 2.22 12.19 10.69 0.85 4.66 70 OK

109

Tabel 6.9 Lanjutan Perhitungan Story Drift berdasarkan Analisis Statik

Ekivalen untuk Gedung STF2

6 3.5 19.73 3.10 17.04 9.85 1.03 5.65 70 OK 5 3.5 16.63 3.98 21.90 8.82 1.80 9.92 70 OK 4 3.5 12.65 4.62 25.42 7.01 1.91 10.51 70 OK 3 3.5 8.03 4.77 26.23 5.10 2.73 15.02 70 OK 2 3.5 3.26 3.26 17.93 2.37 2.37 13.05 70 OK











1

2

3

4

5

6

7

0 4 8 12 16 20 24 28 32

Lant

ai k

e-

Total drift (mm)





110








U-S (portal STF).


1

2

3

4

5

6

7

0 4 8 12 16 20 24 28

Lant

ai k

e-



arah U-S (Statik Ekivalen)



111



Dari Gambar 6.11 dan 6.12 diperoleh simpangan lantai atap saat leleh pertama

(δy) dan saat ultimit (δu) untuk kedua arah. Tabel 6.10 merangkum perhitungan



Arah δy (mm) Vy (kN) δu (mm) Vu (kN) μ∆ B-T 119.7 6767.5 457.67 20312.62 3.82 U-S 39.6 12590 166.51 33959.84 4.20

Dari Tabel 6.10 diketahui bahwa untuk arah B-T atau portal SMRF memilki

nilai daktilitas sebesar 3.82, sedangkan untuk arah U-S atau portal STF memiliki

nilai daktilitas sebesar 4.20. Terlihat bahwa kemampuan sistem STF pada STF2

untuk berdeformasi saat kondisi pasca elastik adalah lebih besar bahkan dua kali

dari kemampuan yang dimilki oleh sistem SMRF. Dari Tabel 5.8 juga diketahui

bahwa gaya lateral yang mampu diterima dari sistem STF lebih besar daripada

sistem SMRF. Hal ini menunjukkan bahwa sistem STF lebih daktail daripada

sistem SMRF.




112







target perpindahan δt-BT = 140.6 mm dengan base force Vt-BT = 7754.6 kN.









113


Berdasarkan nilai perpindahan atap saat gempa rencana terjadi tersebut akan



atap sebesar 140.6 mm. Nilai ini bila dilihat pada hasil analisa pushover dalam


struktur berada antara kondisi A dan B. Sedangkan untuk arah U-S dengan nilai

perpindahan atap saat performance point sebesar 58.7 mm, berdasarkan Tabel

6.12 maka berada antara step 1 dan step 2 dan menunjukan tingkat kinerja struktur

berada antara kondisi IO dan LS. Dengan demikian maka pada saat gempa

rencana terjadi, pada kedua arah gedung STF2 ini dalam kondisi terparahnya

masih dalam kondisi sangat aman Life Safety, sehingga kondisi ini menunjukan




Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 1336 0 0 0 0 0 0 0 1336 1 59.98 3394.58 1336 0 0 0 0 0 0 0 1336 2 119.98 6789.15 1336 0 0 0 0 0 0 0 1336 3 179.98 10183.73 1336 0 0 0 0 0 0 0 1336

114

Tabel 6.11 Lanjutan Hasil Analisis Nonlinier Beban Dorong Gedung STF2

Arah B-T

4 190.81 10796.01 1334 2 0 0 0 0 0 0 1336 5 250.92 13487.00 1236 100 0 0 0 0 0 0 1336 6 310.92 15761.04 1236 84 16 0 0 0 0 0 1336 7 410.57 19482.98 1208 112 0 16 0 0 0 0 1336 8 449.71 20936.40 1208 112 0 4 0 12 0 0 1336 9 344.77 13571.68 1208 112 0 2 0 14 0 0 1336



Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 1336 0 0 0 0 0 0 0 1336 1 38.81 12321.52 1335 1 0 0 0 0 0 0 1336 2 101.99 27547.58 1261 66 9 0 0 0 0 0 1336 3 164.55 33802.48 1175 135 15 10 1 0 0 0 1336 4 166.51 33959.84 1177 132 17 8 1 1 0 0 1336 5 161.41 29717.62 1114 169 18 11 19 0 0 5 1336





spandrel beam di lantai bawah step 2, sedangkan Gambar 6.15 (b) adalah kondisi

dimana struktur mengalami kondisi ultimit pada step 8 dengan sebagian besar

ujung-ujung balok spandrel beam mengalami leleh, dan ujung bawah kolom lantai

dasar telah mengalami plastifikasi.



115


Gambar 6.16 Mekanisme Keruntuhan Gedung STF2 Arah U-S






kolom. Sedangkan Gambar 6.16 (b) adalah kondisi struktur saat mengalami

kondisi ultimit dimana telah terjadi collapse pada elemen diagonal chord yang

berada disekitar vierenceel panel.













116


0.9719 atau 92.5% dan 97.19% yang berarti sudah memenuhi syarat minimal

90%.


OutputCase StepNum SumUX SumUY Text Unitless Unitless Unitless

MODAL 1 0 0.80714 MODAL 2 0.42734 0.80714 MODAL 3 0.84041 0.80714 MODAL 4 0.84041 0.9076 MODAL 5 0.84041 0.94866 MODAL 6 0.91554 0.94866 MODAL 7 0.92509 0.94866 MODAL 8 0.92509 0.9719



respons untuk gaya geser dasar analisa dinamis (Vt) lebih kecil dari 85 persen dari

gaya geser dasar yang dihitung (V) menggunakan prosedur gaya lateral statik


respon spektrum maupun analisa dinamis riwayat waktu terlebih dahulu harus

dikontrol nilai gaya geser dasarnya. Dari hasil perhitungan gaya geser berdasarkan

statik ekivalen untuk gedung STF3 pada subbab 5.2.5 adalah:

VB-T = 1453.4 kN

VU-S = 2667.7 kN


adalah:

0.85 VB-T = 1235.3 kN

0.85 VU-S = 2267.5 kN


spketrum didapatkan nilai gaya deser arah B-T = 908.3 kN dan arah U-S =

117

1620.4 kN, dimana keduanya kurang dari nilai 85% gaya geser dasar statik,

sehingga perlu dikalikan faktor skala sebesar 1.4 pada arah B-T arah U-S.

Sehingga didapatkan base shear B-T koreksi = 1271.7 kN dan U-S koreksi = 2268.5 kN

dan memenuhi seperti yang disyaratkan.







dinamis respon spektrum dan Tabel 6.15 menunjukan hasil perhitungan

simpangan antar lantai berdasarkan analisis statik ekivalen untuk gedung STF3.

Dari hasil perhitungan tersebut diketahui bahwa simpangan antar lantai yang

terjadi pada gedung STF3 ini masih memenuhi syarat yang ditentukan.





(mm)


Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Atap 3.5 24.87 0.71 3.91 17.34 0.59 3.25 70 OK 10 3.5 24.16 1.20 6.57 16.75 0.68 3.74 70 OK 9 3.5 22.97 1.67 9.20 16.07 1.23 6.79 70 OK 8 3.5 21.29 2.10 11.56 14.84 1.29 7.08 70 OK 7 3.5 19.19 2.49 13.70 13.55 1.80 9.92 70 OK 6 3.5 16.70 2.85 15.66 11.75 1.70 9.36 70 OK 5 3.5 13.85 3.17 17.44 10.05 2.26 12.42 70 OK 4 3.5 10.68 3.44 18.93 7.79 2.12 11.67 70 OK 3 3.5 7.24 3.58 19.70 5.67 2.94 16.16 70 OK 2 3.5 3.66 3.66 20.13 2.73 2.73 15.00 70 OK

118


Gedung STF3



(mm)


Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

Total drift (mm)

Perpindahan (mm)

Story drift (mm)

10 3.5 21.01 0.69 3.82 19.14 0.78 4.31 70 OK 9 3.5 20.32 1.17 6.41 18.36 0.88 4.82 70 OK 8 3.5 19.15 1.58 8.68 17.48 1.53 8.40 70 OK 7 3.5 17.57 1.91 10.52 15.96 1.54 8.49 70 OK 6 3.5 15.66 2.17 11.95 14.41 2.11 11.60 70 OK 5 3.5 13.49 2.37 13.01 12.30 1.91 10.53 70 OK 4 3.5 11.12 2.50 13.73 10.39 2.47 13.56 70 OK 3 3.5 8.63 2.57 14.14 7.92 2.20 12.12 70 OK 2 3.5 6.05 2.59 14.23 5.72 3.00 16.48 70 OK 1 3.5 3.47 3.47 19.07 2.72 2.72 14.98 70 OK










119








123456789

1011

0 9 18 27 36 45 54 63 72 81 90

Lant

ai k

e-

Total drift (mm)





123456789

1011

0 8 16 24 32 40 48 56 64 72 80

Lant

ai k

e-






120


U-S (portal STF).




Dari Gambar 6.19 dan 6.20 diperoleh simpangan lantai atap saat leleh pertama

(δy) dan saat ultimit (δu) untuk kedua arah. Tabel 6.16 merangkum perhitungan




121

Dari Tabel 6.16 diketahui bahwa untuk arah B-T atau portal SMRF

memilki nilai daktilitas sebesar 3.61, sedangkan untuk arah U-S atau portal STF

memiliki nilai daktilitas sebesar 4.36. Terlihat bahwa kemampuan sistem STF

pada STF3 untuk berdeformasi saat kondisi pasca elastik adalah lebih besar

bahkan dua kali dari kemampuan yang dimilki oleh sistem SMRF. Dari Tabel

6.16 juga diketahui bahwa gaya lateral yang mampu diterima dari sistem STF

lebih besar daripada sistem SMRF. Hal ini menunjukkan bahwa sistem STF lebih

daktail daripada sistem SMRF.










target perpindahan δt-BT = 235 mm dengan base force Vt-BT = 7393.7 kN.








122



Berdasarkan nilai perpindahan atap saat gempa rencana terjadi tersebut akan



atap sebesar 235 mm. Nilai ini bila dilihat pada hasil analisa pushover dalam


struktur berada antara kondisi A dan B. Sedangkan untuk arah U-S dengan nilai

perpindahan atap saat performance point sebesar 97.2 mm, berdasarkan Tabel

6.18 maka berada antara step 1 dan step 2 dan menunjukan tingkat kinerja struktur

berada antara kondisi B dan IO. Dengan demikian maka pada saat gempa rencana

123

terjadi, pada kedua arah gedung STF3 ini dalam kondisi terparahnya masih dalam

kondisi sangat aman Immediate Occupancy, sehingga kondisi ini menunjukan




Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 1 65.96 2144.06 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 2 131.96 4288.12 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 3 197.96 6432.18 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 4 263.96 8576.24 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 5 286.43 9306.29 2214 2 0 0 0 0 0 0 2216 6 355.19 11375.57 2102 114 0 0 0 0 0 0 2216 7 431.51 13205.46 2070 138 0 0 8 0 0 0 2216 8 508.76 15030.14 2060 140 8 0 8 0 0 0 2216 9 629.09 17843.27 2032 168 0 4 12 0 0 0 2216

10 659.96 18562.29 2032 168 0 4 12 0 0 0 2216



Base Shear (kN)

A to B

B to IO

IO to LS

LS to CP

CP to C

C to D

D to E

Beyond E Total

0 0.00 0.00 2216 0 0 0 0 0 0 0 2216 1 59.39 11479.56 2215 1 0 0 0 0 0 0 2216 2 126.05 22375.92 2135 81 0 0 0 0 0 0 2216 3 165.53 26771.05 2147 60 9 0 0 0 0 0 2216 4 235.10 31079.10 1992 191 17 14 0 2 0 0 2216 5 249.65 31797.04 1958 207 28 13 4 6 0 0 2216 6 270.70 32298.54 1911 242 37 13 6 7 0 0 2216 7 272.74 32330.15 1908 244 37 11 6 10 0 0 2216 8 275.78 31426.97 1859 274 41 15 14 11 1 1 2216





spandrel beam di lantai bawah step 3, sedangkan Gambar 6.23 (b) adalah kondisi

124

dimana struktur mengalami kondisi ultimit pada step 10 dengan sebagian besar

ujung-ujung balok spandrel beam mengalami leleh, dan ujung bawah kolom lantai

dasar telah mengalami plastifikasi.




Gambar 6.24Mekanisme Keruntuhan Gedung STF2 Arah U-S






kolom. Sedangkan Gambar 6.24 (b) adalah kondisi struktur saat mengalami

kondisi ultimit dimana telah terjadi collapse pada elemen diagonal chord yang

berada disekitar vierenceel panel.

125

6.4 Perbandingan Hasil Analisis antar Gedung STF

Berdasarkan hasil analisis yang telah dilakukan pada semua model STF

dalam penelitian ini, maka subbab ini secara khusus akan membahas

perbandingan hasil analisa tersebut antar model STF, dari model STF1 hingga

STF3. Hasil analisa yang akan dibandingkan meliputi hasil analisa linier dan

nonlinier baik untuk arah B-T (portal SMRF) maupun arah U-S (portal STF).

Khusus untuk arah U-S akan dilihat pengaruh penambahan jumlah lantai dengan

rasio perbandingan lebar vierendeel panel dan jarak antar vertical truss yang sama

terhadap hasil analisa baik linier maupun nonlinier.

6.4.1 Perbandingan simpangan antar gedung STF

Hasil analisa dalam kondisi linier dari struktur gedung ini berupa total drift

serta inter story drift dari masing-masing model STF. Gambar 6.25 (a)

menunjukkan grafik total drift yang terjadi untuk arah B-T dan arah U-S untuk

analisa statik ekivalen dan respon spektrum., Dapat diketahui bahwa secara

keseluruhan nilai total drift akibat gaya analisa statik ekivalen pada arah B-T lebih

besar dari analisa respon spektrum pada semua model STF. Terlihat juga bahwa

untuk analisa respon spektrum menunjukkan nilai total drift yang berdekatan atau

hampir sama pada semua model STF. Sedangkan untuk analisa statik ekivalen

menunjukkan bahwa semakin banyak jumlah lantai (semakin tinggi struktur

gedung) maka nilai total drift juga semakin besar dan perbedaan nilai antar

ketiganya cukup besar. Sehingga ada pengaruh jumlah lantai yang menunjukkan

bahwa untuk jumlah lantai yang lebih rendah, perbedaan total drift antara analisa

statik ekivalen dengan respon spektrum juga lebih rendah, bila dibandingkan

dengan gedung dengan jumlah lantai yang lebih banyak.

Sedangkan Gambar 6.25 (b) merupakan grafik total drift yang terjadi untuk

arah U-S untuk analisa statik ekivalen dan respon spektrum. Secara keseluruhan

nilai total drift akibat gaya analisa statik ekivalen lebih kecil dari analisa respon

spektrum pada semua model STF. Terlihat juga seperti pada model arah U-S

bahwa untuk analisa respon spektrum menunjukkan nilai total drift yang tidak

berdekatan atau hampir sama pada semua model STF. Sedangkan untuk analisa

statik ekivalen menunjukkan bahwa semakin banyak jumlah lantai (semakin tinggi

126

struktur gedung) maka nilai total drift juga semakin besar dan perbedaan nilainya

cukup besar. Sehingga ada pengaruh jumlah lantai yang menunjukkan bahwa

untuk jumlah lantai yang lebih rendah, perbedaan total drift antara analisa statik

ekivalen dan respon spektrum juga lebih rendah, bila dibandingkan dengan

gedung dengan jumlah lantai yang lebih banyak. Tetapi jika dibandingkan dengan

arah B-T (SMRF) nilai total drift pada arah U-S lebih kecil, sehingga bias

disimpulkan bahwa STF lebih kaku dibandingkan dengan SMRF.

(a) arah B-T (SMRF)

(b) arah U-S (STF)

Gambar 6.25 Perbandingan Total Drift untuk Arah B-T dan U-S

123456789

1011

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Lant

ai k

e-

Total drift (mm)

STF 1 (Statik Ekivalen)



STF 1 (Resp. Spektrum)



123456789

1011

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Lant

ai k

e-

Total drift (mm)






STF 3 (Resp.Spektrum)

127

Dengan demikian maka terjadi fenomena yang sama pada perbandingan

inter story drift antar semua model STF. Gambar 6.26 (a) menunjukkan nilai inter

story drift pada arah B-T, sedangkan gambar 6.26 (b) untuk arah U-S. Dari kedua

gambar tersebut terlihat bahwa untuk analisa statik ekivalen lebih besar dari

respon spektrum pada arah B-T tetapi lebih kecil dari respon spektrum pada arah

U-S. Semakin banyak jumlah lantai semakin besar pula nilai inter story drift baik

untuk analisa statik ekivalen dan respon spektrum, maupun untuk di kedua arah

B-T dan U-S. Nilai inter story drift untuk arah U-S juga lebih kecil dibandingkan

dengan arah B-T. Karena arah U-S (STF) lebih kaku.

(a) arah B-T (SMRF)

(b) arah U-S (STF)

Gambar 6.26 Perbandingan Inter Story Drift untuk Arah B-T dan U-S

123456789

1011

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70

Lant

ai k

e-


STF 1 (Statik Ekivalen)STF 2 (Statik Ekivalen)STF 3 (Statik Ekivalen)STF 1 (Resp. Spektrum)STF 2 (Resp. Spektrum)STF 3 (Resp. Spektrum)

123456789

1011

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70

Lant

ai k

e-


STF 1 (Statik Ekivalen)STF 2 (Statik Ekivalen)STF 3 (Statik Ekivalen)STF 1 (Resp. Spektrum)STF 2 (Resp. Spektrum)STF 3 (Resp. Spektrum)

128

6.4.2 Perbandingan analisis nonlinier beban dorong

Berdasarkan hasil analisa statik nonlinier pushover, maka secara khusus

pada subbab ini akan membahas perbandingan hasil tersebut antara setiap model.

Dari perbandingan kurva kapasitas struktur untuk arah B-T (portal SMRF) seperti

ditampilkan pada Gambar 6.27. Terlihat bahwa semakin banyak jumlah lantai

semakin besar pula perpindahan lantai atap saat pertama leleh (δy) dan saat runtuh

(δu). Terlihat juga bahwa semakin banyak jumlah lantai gaya dasar pada saat

lantai atap runtuh (Vu) antar ketiga model menunjukkan peningkatan. Begitu juga

untuk gaya dasar pada saat lantai atap pertama leleh (Vy) semakin meningkat

nilainya.

Hal yang berbeda tampak pada hasil perbandingan kurva kapasitas struktur

untuk arah U-S (portal STF) seperti terlihat pada Gambar 6.28. Terlihat bahwa

semakin banyak jumlah lantai semakin besar pula perpindahan lantai atap saat

pertama leleh (δy) dan saat runtuh (δu). Akan tetapi terlihat bahwa gaya dasar

pada saat lantai atap runtuh (Vu) antar ketiga model menunjukkan bahwa semakin

banyak jumlah lantai semakin turun. Begitu juga untuk gaya dasar pada saat lantai

atap pertama leleh (Vy) semakin menurun nilainya. Hal ini menunjukkan bahwa

semakin banyak jumlah lantai mengakibatkan sistem STF lebih daktail dari

sismtem SMRF.

Gambar 6.27 Perbandingan Kurva Kapasitas Struktur untuk Arah B-T

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0 75 150 225 300 375 450 525 600 675 750

Gay

a Da

sar (

kN)

Perpindahan (mm)

STF 1

STF 2

STF 3

129

Gambar 6.28 Perbandingan Kurva Kapasitas Struktur untuk Arah U-S

Pada Gambar 6.29 terlihat bahwa terjadi peningkatan daktilitas struktur pada

kedua arah B-T dan U-S yang disebabkan oleh penambahan jumlah lantai

walaupun nilai daktilitas pada arah B-T lebih kecil dari arah U-S. Hal ini

menunjukkan bahwa sistem STF mempunyai perilaku yang lebih baik dari sistem

SMRF

Gambar 6.29 Perbandingan Daktilitas Tiap Model Gedung STF

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0 75 150 225 300 375 450 525 600 675 750

Gay

a Da

sar (

kN)

Perpindahan (mm)

STF 1

STF 2

STF 3

0.000.501.001.502.002.503.003.504.004.505.00

1 2 3

Dakt

ilita

s

Model STF

ARAH B-T

ARAH U-S

130

Tabel 6.18 Performence Point Arah B-T

Model δy (mm) Vy (kN) Performance Level STF1 98.4 7625.9 Immediate Occupancy STF2 140.65 7754.6 Immediate Occupancy STF3 235 7393.7 Immediate Occupancy

Tabel 6.19 Performence Point Arah U-S

Model δy (mm) Vy (kN) Performance Level STF1 28.5 12222.5 Immediate Occupancy STF2 58.7 17118.2 Life Safety STF3 97.2 17661.3 Immediate Occupancy

Berdasarkan hasil evaluasi kinerja pada saat gempa rencana terjadi, seperti

yang terlihat pada tabel 6.18 dan 6.19 gedung STF1, STF 2, dan STF 3 pada

kedua arahnya berada dalam kondisi Immediate Occupancy sampai Life Safety

yaitu kondisi ideal yang diharapkan.. Berdasarkan mekanisme keruntuhan yang

terjadi juga terlihat bahwa gedung STF1, STF 2, dan STF 3 pada arah B-T

mengalami pelelehan pertama pada hampir semua ujung spandrel beam, yang

kemudian diikuti oleh ujung kolom bawah, sedangkan pada arah U-S mengalami

pelelehan pertama kali pada elemen vierendeel pada lantai dasar, kemudian diikuti

pada elemen vierendeel pada lanta- lantai selanjutnya, baru diikuti pelelehan pada

elemen-elemen truss chord di area vierendeel dan knee brace pada lantai dasar.

Tabel 6.20 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF2 Tanpa RBS

Arah δy (mm) Vy (kN) δu (mm) Vu (kN) μ∆ B-T 49.716 6358.658 210.245 14670.29 4.229 U-S 39.539 10132.22 82.349 18331.36 2.083

Tabel 6.21 Perhitungan Daktilitas Struktur Gedung STF2 Dengan RBS


Dapat diketahui juga pada tabel 6.20 dan 6.21 yang menunjukkan

perbandingan kapasitas struktur STF tanpa dan dengan RBS pada elemen

131

vierendeel. Dari kedua tabel tersebut dapat dilihat bahwa terjadi peningkatan nilai

daktilitas pada kedua arah B-T dan U-S dengan nilai arah U-S lebih besar dari

arah B-T. Terlihat pula nilai gaya dasar yang mampu diterima gedung STF (arah

U-S) dengan RBS pada elemen vierendeel lebih besar dari gedung STF (arah U-S)

tanpa RBS pada elemen vierendeel. Hal ini menunjukkan bahwa dengan adanya

RBS pada elemen vierendeel mampu meningkatkan daktilitas struktur pada portal

STF (arah U-S) dengan disipasi energi yang lebih besar (gaya lateral yang mampu

diterima lebih besar). Dapat disimpulkan bahwa desain RBS pada elemen

vierendeel mempunyai pengaruh yang cukup signifikan.

Gambar 6.30 Perbandingan Gaya Dasar dan Perpindahan STF 2 Tanpa dan

Dengan RBS

Terlihat pada gambar 6.30 perbandingan perilaku yang terjadi antara

model STF2 tanpa adanya RBS dan dengan adanya RBS. Terlihat bahwa nilai

perpindahan pada arah B-T dan arah U-S relatif naik dengan adanya RBS. Gaya

dasar yang terjadi pada arah U-S dengan adanya RBS meningkat drastis

dibandingkan dengan tanpa adanya RBS. Sehingga dari tren grafik yang terlihat

model STF dengan adanya RBS cenderung mampu menerima gaya lateral yang

lebih besar.

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

Gay

a Da

sar (

kN)

Perpindahan (mm)

Arah B-T Tanpa RBS

Arah B-T Dengan RBS

Arah U-S Tanpa RBS

Arah U-S Dengan RBS

132


133

BAB 7

KESIMPULAN DAN SARAN

7.1 Kesimpulan

Dari peneltian yang telah dilakukan dengan membuat sejumlah model

gedung menggunakan sistem staggered truss framing yang memiliki jumlah lantai

yang berbeda dengan rasio perbandingan lebar vierendeel panel dan jarak antar

vertical truss yang sama, maka dapat diambil kesimpulan antara lain sebagai

berikut:

1. Dengan adanya modifikasi penampang atau metode Reduced Beam Section

(RBS) menunjukkan peningkatan nilai daktilitas pada kedua arah B-T dan U-S.

Terlihat juga bahwa gaya dasar yang terjadi pada arah U-S dengan adanya RBS

meningkat drastis dibandingkan dengan tanpa adanya RBS, sehingga dari tren

grafik yang terlihat pada arah U-S dengan adanya RBS cenderung mampu

menerima gaya lateral yang lebih besar. Hal ini menunjukkan bahwa dengan

adanya RBS pada elemen vierendeel mengakibatkan perilaku portal STF lebih

daktail dari portal SMRF, sehingga bisa disimpulkan bahwa desain RBS pada

elemen vierendeel mempunyai pengaruh yang cukup signifikan.

2. Dengan bertambahnya jumlah lantai gedung staggered truss framing maka

bertambah pula nilai total drift dan inter story drift pada analisa statik ekivalen

maupun respon spektrum. Secara keseluruhan nilai total drift dan inter story

drift dengan analisa statik ekivalen lebih besar dari analisa respon spektrum

pada arah B-T, tetapi sebaliknya pada arah U-S. Nilai total drift dan inter story

drift untuk arah U-S (STF) lebih kecil dari arah B-T (SMRF), sehingga

disimpulkan model STF lebih kaku.

3. Secara umum, mekanisme keruntuhan dari sistem staggered truss framing ini

akan mengalami pelelehan pertama kali pada elemen vierendeel panel

kemudian diikuti pelelehan pada elemen truss chord serta diagonal chord yang

berada disekitar vierendeel panel tersebut. Selain itu pada ujung kolom paling

bawah akan mengalami pelelehan juga. Dengan demikian maka vierendeel

panel dan elemen struktur disekitarnya, memiliki peranan penting dalam proses

134

plastifikasi dari sistem struktur staggered truss framing. Berdasarkan hasil

evaluasi kinerja juga diketahui bahwa model STF1, STF2 dan STF3 (4, 6 dan

10 lantai) memberikan tingkat kinerja yang cukup baik diterapkan karena pada

kondisi kritisnya masih berada pada tingkat Inmmediate Occupancy dan Life

Safety.

Dari hasil penelitian yang telah dilakukan ini secara umum menggambarkan

bahwa sistem staggered truss framing mampu digunakan sebagai sistem struktur

penahan beban gempa pada wilayah gempa tinggi. Dengan studi pada jumlah

lantai yang bervariasi bisa didapatkan alternatif-alternatif perencanaan struktur

gedung sistem staggered truss framing sesuai dengan kondisi realita di lapangan.

Dengan penggunaan RBS bisa didapatkan prediksi perilaku struktur gedung

dimana direncanakan lemah pada elemen tertentu tetapi masih dalam kondisi

sistem gedung yang aman dan ideal.

7.2 Saran

Saran yang diberikan terkait keberlanjutan penelitian ini antara lain:

1. Penggunaan reduced beam section pada elemen vierendeel panel dengan rasio

perbandingan lebar vierendeel panel dan jarak antar vertical truss yang variatif.

2. Pengaplikasian sistem staggered truss framing pada gedung yang lebih tinggi.

135

DAFTAR PUSTAKA

ATC-55 Project. 2005. FEMA 440 – Improvement of Nonlinier Static Seismic

Analysis Procedures. Federal Emergency Management Agency, Washington

DC.

AISC. 2002. Steel Design Guide Series 14 – Staggered Truss Framing System.

New York.

Badan Standarisasi Nasional. 2000. Tata Cara Perencanaan Struktur Baja Untuk

Bangunan Gedung (SNI 1729-2000). Bandung: BSN.

Badan Standarisasi Nasional. 2005. Tata Cara Penghitungan Pembebanan untuk

Bangunan Rumah dan Gedung (SNI 1727-2013). Bandung: BSN.

Badan Standarisasi Nasional. 2010. Tata CaraPerencanaan Ketahanan Gempa

Untuk Struktur Bangunan Gedung dan Non Gedung (SNI 1726-2012).

Bandung: BSN.

Habibullah, Ashraf. 2003. Staggered Truss Farming Systems Using ETABS.

California.

Chao, Shih-ho. 2011.Challenges of Using Steel Staggered Truss Framing Systems

in High Sismic Region: Behavior, Issues, and Possible Solution. New York.

D.T. Pachoumis et al. 2009. Reduced Beam Section Moment Connections

Subjected to Cyclic Loading: Experimental Analysis and FEM

simulation.Xanthi.

Hasan, Muhammad, Wijayanto. 2009. Studi Perbandingan Balok Baja

Konvensional dan Balok Reduced Beam Section untuk Bangunan Baja

Tahan Gempa. Surabaya. TugasAkhir S1 TeknikSipil ITS.

Juniazhar, R. P. 2012. Studi Perbandingan Berbagai Jenis Sambungan Kaku

dengan Menggunakan Balok Reduced Beam Section. Surabaya. TugasAkhir

S1 TeknikSipil ITS.

136

Kim, Jinkoo, dan Joonho, Lee. 2006. Seismic Behavior of Staggered Truss

Systems. First European Conference on Earthquake Engineering and

Seismology, Geneva, Switzerland.

Prahasto, Sendey. 2012. Studi Pemilihan Tipe Bracing pada Sistem Staggered

Truss Frame yang Diaplikasikan pada Bangunan Gedung Rusunawa

Gunung Sari. Surabaya. TugasAkhir S1 TeknikSipil ITS.

Setiyarto, Y. Djoko. 2007. Sistem Staggered Truss Frame Sebagai Alternatif

Sistem Struktur Bentang Lebar pada Gedung Bertingkat. Bandung:

MajalahIlmiah UNIKOM vol.6 no.2.

Tethool, Yoga, C. V. 2013.Perilaku Inelastik Sistem Stagered Truss Framing pada

Gedung Bertingkat dengan Analisis Nonlinier Beban Dorong dan Riwayat

Waktu. Surabaya: Tesis Program S2 bidang StrukturTeknikSipil ITS.

Xuhong, Zhou, Yongjun He, Lei, Xu, dan Qishi, Zhou. 2009. Experimental Study

and Numeric Analyses on Seismic Behaviour of Staggered-truss System

Under Low Cyclic Loading. China. Thin Walled Structures Journal, hal

1343-1353.

Wahyuni, Endah, Isdarmanu dan DjokoIrawan. 2012. Pemakaian Sistem

Staggered Truss Framing (STF) sebagai Penahan Beban Gempa pada

Rumah Susun. Surabaya: Prosiding Seminar Nasional VIII TeknikSipil ITS.

Wahyuni, Endah, dan Tethool, Yoga C. V. 2014. Effect of Vierendeel Panel

Width and Vertical Truss Spacing Ratio in Staggered Truss Framing System

under Earthquake Loads.

137

LAMPIRAN 1 - Gambar Denah Lantai Dasar

138

LAMPIRAN 2 - Gambar Denah Lantai 2

139

LAMPIRAN 3 - Gambar Denah Lantai 3

140

LAMPIRAN 4 - Gambar Denah Lantai 4 dan Seterusnya

141

LAMPIRAN 5 - Gambar Model Gedung STF1 Arah U-S

142

LAMPIRAN 6 - Gambar Model Gedung STF1 Arah B-T

143


144


145


146


147

LAMPIRAN 11 - Gambar Konfigurasi RBS

148

LAMPIRAN 12 - Gambar Letak RBS pada Vierendeel Panel

149

LAMPIRAN 13 - Kontrol Penampang Gedung STF1

• Spandrel Beam Lantai (WF 300x200x8x12)

Kontrol terhadap Momen Lentur Kontrol terhadap Geser Lendutan Local Buckling Lateral Buckling

φMn Mu Badan φVn Vu f ijin f

Sayap Badan Lb Lp Lr

bf/2

tf <

λp=1

70/√

fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

600 cm

234.5 cm

743 cm

185.2kNm

39.7 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

30.6 kN

1.67 cm

0.07 cm

8.3 < 10.7 30 < 106.3 Lp < Lb < Lr φMn > Mu 30 < 69.6 φVn > Vu f ijin > f Penampang Kompak Bentang Menengah OK Plastis OK OK

• Column (WF 400x400x40x75)

Kontrol terhadap Aksial Kontrol terhadap Momen Lentur Kontrol terhadap Geser Int. Aksi.-Lentur

Penampang φPn Pu Local Buckling Lateral Buckling

ΦMnx Mux φMny Muy Badan φVnx Vux φVny Vuy

(Pu/φ

Pn)+

(Mux

/φM

nx +

Muy

/φM

ny)

< 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

14107.4 kN

1648 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

350 cm

552.6 cm

5942.6 cm

1474.9 kNm

297 kNm

3236.6 kNm

152.3 kNm h/

tw <

11

00/√fy

1312.2 kN

57.8 kN

6482.7 kN

94.6 kN

3.1 < 15.8

4.8 < 42 φPn > Pu 3.1 <

10.7 4.8 < 106.3 Lb < Lp φMnx > Mux φMny > Muy 4.8 <

69.6 φVn > Vu φVn > Vu 0.37 < 1

Penampang tdk Langsing OK Penampang

Kompak Bentang Pendek OK OK Plastis OK OK OK

150

LAMPIRAN 13 - Kontrol Penampang Gedung STF1 (Lanjutan)

• Truss Chord (WF 300x200x8x12)

Kontrol terhadap Aksial Kontrol terhadap Momen Lentur Kontrol terhadap Geser Int. Aks.-Lentur


φMnx Mux Badan φVnx Vux

(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1538.1 kN

167.1 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

236.7 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

56.7 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2kN

33 kN

8.3 < 15.8 30 < 42 φPn > Pu 8.3 <

10.7 30 < 106.3 Lp < Lb < Lr φMnx > Mux 30 < 69.6 φVn > Vu 0.36 < 1

Penampang tdk Langsing OK Penampang Kompak Bentang Menengah OK Plastis OK OK

• Vierendeel Panel (WF 300x200x8x12)




(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1478.9 kN

149.4 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

380 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

24.2 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

25.5 kN

8.3 < 15.8 30 < 42 φPn > Pu 8.3 < 10.7 30 < 106.3 Lp<Lb < Lr φMnx > Mux 30 < 69.6 φVn > Vu 0.36 < 1


151


• Truss (HSS 200x200x12)

Kontrol terhadap Aksial Truss diagonal Truss hanger Truss knee brace Truss vertical

φPntens Putens φPncomp Pucomp φPncomp Pucomp φPncomp Pucomp

2030 kN

1069.7 kN

1744 kN

499.4 kN

1810 kN

928.2 kN

1744 kN

1057 kN

φPn > Pu φPn > Pu φPn > Pu φPn > Pu OK OK OK OK

152






bf/2

tf <

λp=1

70/√

fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

600 cm

234.5 cm

743 cm

185.2 kNm

36.7 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

40.9 kN

1.67 cm

0.1 cm






(Pu/φ

Pn)+

(Mux

/φM

nx +

Muy

/φM

ny)

< 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

14107.4 kN

2644.8 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

350 cm

552.6 cm

5942.6 cm

1474.9 kNm

503.2 kNm

3236.6 kNm

160.4 kNm h/

tw <

11

00/√fy

1312.2 kN

63 kN

6482.7 kN

157 kN

3.1 < 15.8

4.8 < 42 φPn > Pu 3.1 <


69.6 φVn > Vu φVn > Vu 0.58 < 1



153






(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1538.1 kN

166.3 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

236.7 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

65.8 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2kN

40.9 kN

8.3 < 15.8 30 < 42 φPn > Pu 8.3 <







(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1478.9 kN

193.8 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

380 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

41 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

37 kN



154





2030 kN

1208.3 kN

1744 kN

493.2 kN

1810 kN

892.4 kN

1744 kN

879 kN


155






bf/2

tf <

λp=1

70/√

fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

600 cm

234.5 cm

743 cm

185.2 kNm

63.7 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

41.2 kN

1.67 cm

0.11 cm






(Pu/φ

Pn)+

8/9(

Mux

/φ

Mnx

+

Muy

/φM

ny) <

1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

14107.4 kN

4557.6 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

350 cm

552.6 cm

5942.6 cm

1474.9 kNm

523.8 kNm

3236.6 kNm

235.4 kNm h/

tw <

11

00/√fy

1458 kN

83.8 kN

7203 kN

162.5

kN

3.1 < 15.8

4.8 < 42 φPn > Pu 3.1 <


69.6 φVn > Vu φVn > Vu 0.69 < 1



156






(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1538.1 kN

177 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

236.7 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

65 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2kN

40.4 kN

8.3 < 15.8 30 < 42 φPn > Pu 8.3 <







(Pu/

2φPn

)+(M

ux/φ

Mnx

) < 1


bf/2

tf <

λr=2

50/√

fy

h/tw

<

λr=6

65/√

fy

1478.9 kN

209 kN bf

/2tf

< λp

=170

/√fy

h/tw

<

λp=1

680/√fy

380 cm 234.5cm 742.9

cm 185.2 kNm

58.6 kNm h/

tw <

11

00√fy

259.2 kN

49.6 kN



157





2030 kN

1194 kN 643 kN 493.2

kN 1810 kN

1082.8 kN

1744 kN

891.4 kN


158


159

LAMPIRAN 16 – Perencanaan Baseplate

Perencanaan baseplate menggunakan metode perhitungan sesuai dengan

SNI 03-1729:2002. Berikut adaah contoh perhitungan basplate pada STF1.

Perencanaan Plat Landasan Kolom

Direncanakan :

fc’ = 35 MPa

fy = 410 MPa

Data SAP 2000 :

Pu = 2236.3923 kN ≈ 2236392.3 N

Mux = 296891.71 Nm

Muy = 152262.8 Nm

- Kontrol pelat landasan

- Kuat nominal tumpu beton

Pn = 0,85 . fc’ . A = 0,85 . 35 (600 . 600 ) = 10710000 N

Pu < Ø . Pn = 0,6 . 10710000 = 6426000 N

2236392.3 N < 6426000 N……OK

160

- Tegangan yang di terima beton

Eksentrisitas

e = PM =

67.22797006.3026419 = 13.27 cm

W = 1/6 B.L2 = 1/6 . 60 . 602 = 36000 cm3

36000

145.155211836000

06.30264196060

67.227970±±=±=

xWM

APσ

σ max = 190.5 kg/cm2

σ min = -63.86 kg/cm2

Jadi yang di pakai untuk nilai q = 190.5 kg/cm2 x 1 cm = 190.5 kg/cm

Momen yang terjadi

Daerah I

Dihitung sebagai pelat kantilever

M = ½ .q . c2 = ½ . 190.4 . 102 = 9525.3 kg.cm

Daerah II :

M = α . q . b2

ba1 =

2040 = 2 , didapatkan α1 = 0,1 dan α2 = 0,046

MA1 = α1 x q x b12 = 0,1 x 190.4 x 202 = 7620.3 kg.cm

MA2 = α2 x q x b22 = 0,046 x 190.4 x 202 = 3505.3 kg.cm

Daerah III :

M = ½ .q . a12 = ½ . 155.6. 102 = 9525.3 kg.cm

Momen terbesar = 9520.5 kg.cm, σ plat = 4100 kg/cm2 → BJ 55

Menghitung tebal pelat

t = plat

Muσ.6 =

41009520.5 . 6

= 3.73 cm

dipakai t plat = 4 cm

161

Perhitungan Sambungan Las Kolom dan Pelat Landasan

Dimisalkan :

t las = 1 cm

a min = 10 mm

A = 4 x 40 + 2 x 26 + 4 x 10 + 2 x60

= 372 cm2

Sx = b.d + 3

2d = 40 x 26 +3

262

= 1265 cm3

- Akibat geser beban sentris, fv = 2kg/cm 8.612372

227970.67==

APu

- Akibat beban momen lentur, fh = 2kg/cm 8.23911265

30264.19==

SxMu

f total = 22222 kg/cm 1.24698.23918.612 =+=+ fhfv

ϕ.fn = 0.75 x 1.2 x 70 x 70.3 = 43690.8 kg/cm2

te perlu = cm 0.673690.82469.1

==fn

ftotalϕ

a perlu = cm 0,950,7070,67

707,0.

==perlute

a perlu < a min → Jadi dipakai las = a min = 10 mm ≈ 1 cm

162

σ

Angker

550 mm

C

Kolom WF 250x250x14x14

Plat Landasan

L/2y

_min

ft

a

+ D

e

Mu

Pu

max σ

Perhitungan Angkur

Data Sap 2000 :

Pu = 227970.67 kg

Mu = 3026418.96 kg.cm

σ max = + 190.5 kg/cm2

σ min = - 63.86 kg/cm2

cm 95.4460 . 63.76190.4

190.4L . σminσmax

σmax=

+=

+=C

e = C – ½ . L = 44.95 – ½ . 60 = 14.9 cm

a = C – 1/3 . C – e = 44.95 – 1/3. 44.95 – 14.9 = 7.53 cm

Y = L – ( 1/3.C + 7,5 ) = 60 – ( 1/3 . 44.95 + 7,5 ) = 37.52 cm

ΣM = 0

kg 34900.537.52

7.53)6x (3026419.0227970.67).(=

−=

−=

yaPMft

As yang di butuhkan :

Asnet = baut

ftσ

= 4100 x 0,7

34900.5 = 12.16 cm2

Bila dipakai ∅ 30 mm = 3 cm

As = ¼ x π x 32 = 7.069 cm2

As net = 0,7 x As = 0,7 x 7.069 = 4.948 cm2

Jumlah baut = AsnetAsnet =

948.416.12 = 2.46 ≈ 4 buah

H 400x400x45x70

163

Ldb

Angker

Perhitungan Panjang Angkur

Ldb = 35

410 .30 . π. 41 . 0,02

'..02,0

2

=fc

fyAb

= 979.743 mm ≈ 97.9743 cm

0,06.db.fy = 0,06 x30x 410=738 mm ≈ 73.8 cm

Sehingga dipakai panjang angkur = 100 cm.

164

”Halaman ini sengaja dikosongkan"

165

LAMPIRAN 17 - Data Tanah

TABEL DAN GRAFIK PENGUJIAN SONDIR

Proyek : Gedung Kantor Lokasi : Desa Ngampilan, Kecamatan Ngampilan, Kota Yogyakarta

Tanggal : 11-12 Juni 2016

No. Titik : S - 6

Kedalaman Nilai Konus

Rata-rata

Konus

Jumlah Perlawanan

Perlawanan Gesek

Hambatan Setempat

Hambatan Pelekat

Total Hambatan

(Cw) (qc) (Tw) (Kw) (Lcf) (Lcf)*20cm (Tf)

(m) (kg/cm2) (kg/cm2

) (kg/cm2) (kg/cm2) (kg/cm2) (kg/cm) (kg/cm)

0.00 0.20 10 12 2 0.2 4 4 0.40 12 15 3 0.3 6 10 0.60 10 16.63 12 2 0.2 4 14 0.80 8 10 2 0.2 4 18

1.00 5 40.38 8 3 0.3 6 24 1.20 10 12 2 0.2 4 28 1.40 28 30 2 0.2 4 32 1.60 50 91.67 52 2 0.2 4 36 1.80 62 65 3 0.3 6 42

2.00 150 128 152 2 0.2 4 46 2.20 250 250 0 0 0 46 2.40 2.60 250 2.80

3.00 3.20 3.40 3.60 3.80

4.00 4.20 4.40 4.60 4.80

5.00 5.20

166

Proyek : Gedung Kantor Lokasi : Desa Ngampilan, Kecamatan Ngampilan, Kota Yogyakarta

Tanggal : 11-12 Juni 2016

No. Titik : S - 6

0 100 200 300 400 500

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

2.20

2.40

2.60

2.80

3.00

3.20

3.40

3.60

3.80

4.00

4.20

4.40

4.60

4.80

5.00

5.20

0 50 100 150 200 250

Total Hambatan (Tf) [Kg/cm]

Keda

lam

an (m

)

Nilai Konus (Cw) [Kg/cm2]

Nilai Konus (Cw) [Kg/cm2] Total Hambatan (Tf) [Kg/cm]

xxi

BIOGRAFI PENULIS

Muhammad Farid Nurul Iman. Lahir di Mojokerto pada

tanggal 19 Oktober 1990, merupakan anak keenam dari enam

bersaudara. Penulis telah menempuh pendidikan formal yaitu

di TK Manba’ul Hidayah Sooko, MI Manba’ul Hidayah

Sooko, SMPN 1 Sooko, SMAN 1 Sooko Mojokerto. Penulis

kemudian melanjutkan pendidikan tingkat sarjana di

Jurusan Teknik Sipil FTSP–ITS pada tahun 2008 dan

lulus pada tahun 2012 dengan predikat cumlaude.

Penulis kemudian melanjutkan pendidikan ke jenjang

magister pada Jurusan Teknik Sipil FTSP-ITS dengan konsentrasi bidang keahlian

struktur. Penelitian yang dilakukan sebagai tesis magister berjudul “Perilaku

Inelastik Stuktur Gedung Staggered Truss Framing dengan Reduced Beam Section

pada Elemen Vierendeel dengan Variasi Jumlah Lantai Menggunakan Analisa

Nonlinear Beban Dorong”. Penulis dapat dihubungi melalui email :

[email protected]

perilaku inelastik struktur gedung stag- gered...

Documents